Embed Size (px)
Citation preview
Rok akademicki 20182019
Politechnika Wrocławska
Wydział Inżynierii Środowiska
Oczyszczanie Ściekoacutew
ćwiczenie
projektowe
Autor opracowaniadr inż Michał Mańczakmgr inż Małgorzata BalbierzModyfikacjedr inż Stanisław Miodońskidr inż Piotr Balbierzmgr inż Marta Knapmgr inż Mateusz Muszyński-Huhajłomgr inż Justyna Machi-Skibińskadr inż Kamil Janiakinż Łukasz Kokurewicz
Prowadzący
Dr inż Stanisław MiodońskiDr inż Kamil JaniakMgr inż Mateusz Muszyński-HuhajłoMgr inż Justyna Machi-SkibińskaMgr inż Anna Jurga
Wykonałnr albumuRok III
Kierunek Inżynieria ŚrodowiskaStudia stacjonarne
Wydział Inżynierii Środowiska Politechniki WrocławskiejKierunek studioacutew Inżynieria Środowiska
System studioacutew stacjonarnerok III semestr 6
rok akad 20182019OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW ćwiczenie projektowe
Imię i nazwisko studenta helliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphellip
Temat ZAPROJEKTOWAĆ OCZYSZCZALNIĘ ŚCIEKOacuteW KOMUNALNYCH DLA NASTĘPUJĄCYCH DANYCH
rodzaj ściekoacutew bytowe i przemysłoweo rodzaj przemysłu I Zakłady azotowe 6 000 m3do rodzaj przemysłu II Ubojnia drobiu 200 m3d
ilość mieszkańcoacutew rzeczywistych w okresie perspektywicznym160 000 wskaźnik jednostkowy ilości ściekoacutew 0105 m3M d ilość dowożonych fekalioacutew 40 m3d ilość odciekoacutew 3 Qnominalnego
rzędna terenu oczyszczalni 2222 m npm rzędna zwierciadła wody w rzece
o przy ŚNQ 2183 m npmo przy NWW 2198 m npm
zasolenie ściekoacutew zmieszanych 3000 gm3
zasadowość ściekoacutew zmieszanych 07 valm3
udział ChZT rozpuszczonego w ChZT całkowitym 75 typ osadnika wstępnego osadnik podłużny osadnik radialny typ reaktora biologicznego wydzielona denitryfikacja komora cyrkulacyjna
Cześć obliczeniowa bilans ilości ściekoacutew i ładunkoacutew zanieczyszczeń niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
Część graficzna plan sytuacyjny oczyszczalni (skala 1500) profil po drodze przepływu ściekoacutew (skala 1100500) profil po drodze przepływu osadoacutew (skala 1100500)
termin oddania ćwiczenia
dr inż Stanisław Miodoński
OŚWIADCZENIE
Ja niżej podpisanya
helliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphellip
Imię i nazwisko nr albumu
studentka Wydziału Inżynierii Środowiska Politechniki Wrocławskiej świadomya odpowiedzialności
oświadczam że przedłożony projekt z Oczyszczania Ściekoacutew 2 został wykonany przeze mnie
samodzielnie
Wrocław dn helliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphellip
Data i podpis
Spis Treści
1 Wstęp6
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczani7
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeń10
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSO12
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowy14
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania17
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni22
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9]24
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenu31
10 Bilans zasadowości35
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych39
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnych43
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew44
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej50
15 Opis techniczny53
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych53
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego53
Spis Tabel
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 18Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 111Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe12Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]13Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew14Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego20Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego21Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym22Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)22Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 223Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone24Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego26Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych40Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych43Tabela 12 Bilans masy osadoacutew48
Spis Rysunkoacutew
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]9Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe15Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych16Rysunek 4 Produkcja skratek18Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji28Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 1228Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora29Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu31Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu35Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna38Rysunek 10 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutew45Rysunek 11 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew49
1 Wstęp
11 Przedmiot opracowaniaPrzedmiotem opracowania jest projekt technologiczny oczyszczalni ściekoacutew komunalnych dla
danych określonych w temacie ćwiczenia
12 Zakres opracowaniaZakres ćwiczenia projektowego w części obliczeniowej obejmuje
ACIĄG ŚCIEKOWY
opracowanie bilansu ilości ściekoacutew i ładunkoacutew zanieczyszczeń obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu ściekoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
BCIĄG OSADOWY
opracowanie bilansu suchej masy i objętości osadoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu osadoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
Część graficzna obejmuje
plan sytuacyjny oczyszczalni profile po drodze przepływu ściekoacutew i osadoacutew
13 Podstawa opracowaniaPodstawą niniejszego opracowania jest temat ćwiczenia projektowego
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczaniMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
21 Nominalne natężenie przepływu Obliczenia natężeń przepływu wykonano metodą wskaźnikoacutew szczegoacutełowych wg roacutewnania
QNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM ndash obliczeniowa średniodobowa ilość dopływających ściekoacutew m3d Qb ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew bytowych (dawniej bytowo-gospodarczych)
m3d Qp ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew przemysłowych m3d Qzup ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew i instytucji użyteczności
publicznej m3d Qinf ndash obliczeniowa średniodobowa ilość woacuted infiltracyjnych i przypadkowych m3d Qop - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew deszczowych m3d Qfek - obliczeniowa średniodobowa ilość dowożonych fekalioacutew m3d
211 Ścieki bytoweQb = M qj
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew M = 160000 qi ndash jednostkowy wskaźnik ilości ściekoacutew od mieszkańca m3Mbulld qi = 0105
212 Ścieki z zakładoacutew przemysłowychQp = QpI + QpII
QpI - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew azotowych ndash 6000 m3d QpII - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z ubojni drobiu ndash 200 m3d
213 Ścieki z zakładoacutew użyteczności publicznejQzup = (2divide5) Qb
przyjęto Qzup = 35 Qb
214 Wody infiltracyjne i przypadkoweQinf = (2 -5) Qb
215 Wody opadoweQop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
216 Przepływ całkowityQNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM = 16800 + 6200 + 588 + 588+ 0 + 40 = 24 216 m3d
PROSZĘ 2 RAZY SPRAWDZIĆ CZY WARTOŚCI Z POPRZEDNICH OBLICZEŃ ZOSTAŁY WPISANE POPRAWNIE
22 Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew Określenia wartości charakterystycznych natężeń przepływu ściekoacutew dokonano z
uwzględnieniem wspoacutełczynnikoacutew nieroacutewnomierności odczytanych z wykresu na rys 1 Qi = QNOM middot Ni
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 1
lp Przepływ N m3d m3h m3min m3s dm3s1 Qmaxh 17 41714 1738 2897 0483 483
2 Qmax d 13 31996 1333 2222 0370 370
3 QNOM 1 24216 1009 1682 0280 280
4 Qmin d 07 16032 6680 1113 0186 186
5 Qmin h 045 10902 4543 757 0126 126
Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni obliczono ze wzoroacutew
Qmaks h=QN [m3 d ]24
sdotNhmaks [m3 h ]
Qmin h=QN [m3 d ]24
sdotNhmin [m3 h ]
Qmaks d=QNsdotNdmaks [m3d ]
Qmin d=QNsdotNd
min [m3d ]
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Kierunek Inżynieria ŚrodowiskaStudia stacjonarne
Wydział Inżynierii Środowiska Politechniki WrocławskiejKierunek studioacutew Inżynieria Środowiska
System studioacutew stacjonarnerok III semestr 6
rok akad 20182019OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW ćwiczenie projektowe
Imię i nazwisko studenta helliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphellip
Temat ZAPROJEKTOWAĆ OCZYSZCZALNIĘ ŚCIEKOacuteW KOMUNALNYCH DLA NASTĘPUJĄCYCH DANYCH
rodzaj ściekoacutew bytowe i przemysłoweo rodzaj przemysłu I Zakłady azotowe 6 000 m3do rodzaj przemysłu II Ubojnia drobiu 200 m3d
ilość mieszkańcoacutew rzeczywistych w okresie perspektywicznym160 000 wskaźnik jednostkowy ilości ściekoacutew 0105 m3M d ilość dowożonych fekalioacutew 40 m3d ilość odciekoacutew 3 Qnominalnego
rzędna terenu oczyszczalni 2222 m npm rzędna zwierciadła wody w rzece
o przy ŚNQ 2183 m npmo przy NWW 2198 m npm
zasolenie ściekoacutew zmieszanych 3000 gm3
zasadowość ściekoacutew zmieszanych 07 valm3
udział ChZT rozpuszczonego w ChZT całkowitym 75 typ osadnika wstępnego osadnik podłużny osadnik radialny typ reaktora biologicznego wydzielona denitryfikacja komora cyrkulacyjna
Cześć obliczeniowa bilans ilości ściekoacutew i ładunkoacutew zanieczyszczeń niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
Część graficzna plan sytuacyjny oczyszczalni (skala 1500) profil po drodze przepływu ściekoacutew (skala 1100500) profil po drodze przepływu osadoacutew (skala 1100500)
termin oddania ćwiczenia
dr inż Stanisław Miodoński
OŚWIADCZENIE
Ja niżej podpisanya
helliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphellip
Imię i nazwisko nr albumu
studentka Wydziału Inżynierii Środowiska Politechniki Wrocławskiej świadomya odpowiedzialności
oświadczam że przedłożony projekt z Oczyszczania Ściekoacutew 2 został wykonany przeze mnie
samodzielnie
Wrocław dn helliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphellip
Data i podpis
Spis Treści
1 Wstęp6
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczani7
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeń10
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSO12
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowy14
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania17
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni22
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9]24
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenu31
10 Bilans zasadowości35
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych39
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnych43
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew44
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej50
15 Opis techniczny53
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych53
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego53
Spis Tabel
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 18Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 111Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe12Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]13Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew14Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego20Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego21Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym22Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)22Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 223Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone24Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego26Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych40Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych43Tabela 12 Bilans masy osadoacutew48
Spis Rysunkoacutew
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]9Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe15Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych16Rysunek 4 Produkcja skratek18Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji28Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 1228Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora29Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu31Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu35Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna38Rysunek 10 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutew45Rysunek 11 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew49
1 Wstęp
11 Przedmiot opracowaniaPrzedmiotem opracowania jest projekt technologiczny oczyszczalni ściekoacutew komunalnych dla
danych określonych w temacie ćwiczenia
12 Zakres opracowaniaZakres ćwiczenia projektowego w części obliczeniowej obejmuje
ACIĄG ŚCIEKOWY
opracowanie bilansu ilości ściekoacutew i ładunkoacutew zanieczyszczeń obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu ściekoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
BCIĄG OSADOWY
opracowanie bilansu suchej masy i objętości osadoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu osadoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
Część graficzna obejmuje
plan sytuacyjny oczyszczalni profile po drodze przepływu ściekoacutew i osadoacutew
13 Podstawa opracowaniaPodstawą niniejszego opracowania jest temat ćwiczenia projektowego
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczaniMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
21 Nominalne natężenie przepływu Obliczenia natężeń przepływu wykonano metodą wskaźnikoacutew szczegoacutełowych wg roacutewnania
QNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM ndash obliczeniowa średniodobowa ilość dopływających ściekoacutew m3d Qb ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew bytowych (dawniej bytowo-gospodarczych)
m3d Qp ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew przemysłowych m3d Qzup ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew i instytucji użyteczności
publicznej m3d Qinf ndash obliczeniowa średniodobowa ilość woacuted infiltracyjnych i przypadkowych m3d Qop - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew deszczowych m3d Qfek - obliczeniowa średniodobowa ilość dowożonych fekalioacutew m3d
211 Ścieki bytoweQb = M qj
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew M = 160000 qi ndash jednostkowy wskaźnik ilości ściekoacutew od mieszkańca m3Mbulld qi = 0105
212 Ścieki z zakładoacutew przemysłowychQp = QpI + QpII
QpI - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew azotowych ndash 6000 m3d QpII - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z ubojni drobiu ndash 200 m3d
213 Ścieki z zakładoacutew użyteczności publicznejQzup = (2divide5) Qb
przyjęto Qzup = 35 Qb
214 Wody infiltracyjne i przypadkoweQinf = (2 -5) Qb
215 Wody opadoweQop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
216 Przepływ całkowityQNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM = 16800 + 6200 + 588 + 588+ 0 + 40 = 24 216 m3d
PROSZĘ 2 RAZY SPRAWDZIĆ CZY WARTOŚCI Z POPRZEDNICH OBLICZEŃ ZOSTAŁY WPISANE POPRAWNIE
22 Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew Określenia wartości charakterystycznych natężeń przepływu ściekoacutew dokonano z
uwzględnieniem wspoacutełczynnikoacutew nieroacutewnomierności odczytanych z wykresu na rys 1 Qi = QNOM middot Ni
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 1
lp Przepływ N m3d m3h m3min m3s dm3s1 Qmaxh 17 41714 1738 2897 0483 483
2 Qmax d 13 31996 1333 2222 0370 370
3 QNOM 1 24216 1009 1682 0280 280
4 Qmin d 07 16032 6680 1113 0186 186
5 Qmin h 045 10902 4543 757 0126 126
Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni obliczono ze wzoroacutew
Qmaks h=QN [m3 d ]24
sdotNhmaks [m3 h ]
Qmin h=QN [m3 d ]24
sdotNhmin [m3 h ]
Qmaks d=QNsdotNdmaks [m3d ]
Qmin d=QNsdotNd
min [m3d ]
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Ja niżej podpisanya
helliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphellip
Imię i nazwisko nr albumu
studentka Wydziału Inżynierii Środowiska Politechniki Wrocławskiej świadomya odpowiedzialności
oświadczam że przedłożony projekt z Oczyszczania Ściekoacutew 2 został wykonany przeze mnie
samodzielnie
Wrocław dn helliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphelliphellip
Data i podpis
Spis Treści
1 Wstęp6
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczani7
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeń10
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSO12
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowy14
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania17
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni22
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9]24
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenu31
10 Bilans zasadowości35
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych39
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnych43
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew44
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej50
15 Opis techniczny53
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych53
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego53
Spis Tabel
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 18Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 111Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe12Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]13Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew14Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego20Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego21Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym22Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)22Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 223Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone24Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego26Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych40Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych43Tabela 12 Bilans masy osadoacutew48
Spis Rysunkoacutew
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]9Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe15Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych16Rysunek 4 Produkcja skratek18Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji28Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 1228Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora29Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu31Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu35Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna38Rysunek 10 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutew45Rysunek 11 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew49
1 Wstęp
11 Przedmiot opracowaniaPrzedmiotem opracowania jest projekt technologiczny oczyszczalni ściekoacutew komunalnych dla
danych określonych w temacie ćwiczenia
12 Zakres opracowaniaZakres ćwiczenia projektowego w części obliczeniowej obejmuje
ACIĄG ŚCIEKOWY
opracowanie bilansu ilości ściekoacutew i ładunkoacutew zanieczyszczeń obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu ściekoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
BCIĄG OSADOWY
opracowanie bilansu suchej masy i objętości osadoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu osadoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
Część graficzna obejmuje
plan sytuacyjny oczyszczalni profile po drodze przepływu ściekoacutew i osadoacutew
13 Podstawa opracowaniaPodstawą niniejszego opracowania jest temat ćwiczenia projektowego
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczaniMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
21 Nominalne natężenie przepływu Obliczenia natężeń przepływu wykonano metodą wskaźnikoacutew szczegoacutełowych wg roacutewnania
QNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM ndash obliczeniowa średniodobowa ilość dopływających ściekoacutew m3d Qb ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew bytowych (dawniej bytowo-gospodarczych)
m3d Qp ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew przemysłowych m3d Qzup ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew i instytucji użyteczności
publicznej m3d Qinf ndash obliczeniowa średniodobowa ilość woacuted infiltracyjnych i przypadkowych m3d Qop - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew deszczowych m3d Qfek - obliczeniowa średniodobowa ilość dowożonych fekalioacutew m3d
211 Ścieki bytoweQb = M qj
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew M = 160000 qi ndash jednostkowy wskaźnik ilości ściekoacutew od mieszkańca m3Mbulld qi = 0105
212 Ścieki z zakładoacutew przemysłowychQp = QpI + QpII
QpI - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew azotowych ndash 6000 m3d QpII - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z ubojni drobiu ndash 200 m3d
213 Ścieki z zakładoacutew użyteczności publicznejQzup = (2divide5) Qb
przyjęto Qzup = 35 Qb
214 Wody infiltracyjne i przypadkoweQinf = (2 -5) Qb
215 Wody opadoweQop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
216 Przepływ całkowityQNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM = 16800 + 6200 + 588 + 588+ 0 + 40 = 24 216 m3d
PROSZĘ 2 RAZY SPRAWDZIĆ CZY WARTOŚCI Z POPRZEDNICH OBLICZEŃ ZOSTAŁY WPISANE POPRAWNIE
22 Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew Określenia wartości charakterystycznych natężeń przepływu ściekoacutew dokonano z
uwzględnieniem wspoacutełczynnikoacutew nieroacutewnomierności odczytanych z wykresu na rys 1 Qi = QNOM middot Ni
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 1
lp Przepływ N m3d m3h m3min m3s dm3s1 Qmaxh 17 41714 1738 2897 0483 483
2 Qmax d 13 31996 1333 2222 0370 370
3 QNOM 1 24216 1009 1682 0280 280
4 Qmin d 07 16032 6680 1113 0186 186
5 Qmin h 045 10902 4543 757 0126 126
Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni obliczono ze wzoroacutew
Qmaks h=QN [m3 d ]24
sdotNhmaks [m3 h ]
Qmin h=QN [m3 d ]24
sdotNhmin [m3 h ]
Qmaks d=QNsdotNdmaks [m3d ]
Qmin d=QNsdotNd
min [m3d ]
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Spis Treści
1 Wstęp6
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczani7
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeń10
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSO12
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowy14
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania17
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni22
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9]24
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenu31
10 Bilans zasadowości35
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych39
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnych43
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew44
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej50
15 Opis techniczny53
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych53
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego53
Spis Tabel
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 18Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 111Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe12Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]13Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew14Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego20Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego21Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym22Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)22Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 223Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone24Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego26Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych40Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych43Tabela 12 Bilans masy osadoacutew48
Spis Rysunkoacutew
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]9Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe15Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych16Rysunek 4 Produkcja skratek18Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji28Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 1228Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora29Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu31Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu35Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna38Rysunek 10 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutew45Rysunek 11 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew49
1 Wstęp
11 Przedmiot opracowaniaPrzedmiotem opracowania jest projekt technologiczny oczyszczalni ściekoacutew komunalnych dla
danych określonych w temacie ćwiczenia
12 Zakres opracowaniaZakres ćwiczenia projektowego w części obliczeniowej obejmuje
ACIĄG ŚCIEKOWY
opracowanie bilansu ilości ściekoacutew i ładunkoacutew zanieczyszczeń obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu ściekoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
BCIĄG OSADOWY
opracowanie bilansu suchej masy i objętości osadoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu osadoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
Część graficzna obejmuje
plan sytuacyjny oczyszczalni profile po drodze przepływu ściekoacutew i osadoacutew
13 Podstawa opracowaniaPodstawą niniejszego opracowania jest temat ćwiczenia projektowego
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczaniMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
21 Nominalne natężenie przepływu Obliczenia natężeń przepływu wykonano metodą wskaźnikoacutew szczegoacutełowych wg roacutewnania
QNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM ndash obliczeniowa średniodobowa ilość dopływających ściekoacutew m3d Qb ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew bytowych (dawniej bytowo-gospodarczych)
m3d Qp ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew przemysłowych m3d Qzup ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew i instytucji użyteczności
publicznej m3d Qinf ndash obliczeniowa średniodobowa ilość woacuted infiltracyjnych i przypadkowych m3d Qop - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew deszczowych m3d Qfek - obliczeniowa średniodobowa ilość dowożonych fekalioacutew m3d
211 Ścieki bytoweQb = M qj
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew M = 160000 qi ndash jednostkowy wskaźnik ilości ściekoacutew od mieszkańca m3Mbulld qi = 0105
212 Ścieki z zakładoacutew przemysłowychQp = QpI + QpII
QpI - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew azotowych ndash 6000 m3d QpII - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z ubojni drobiu ndash 200 m3d
213 Ścieki z zakładoacutew użyteczności publicznejQzup = (2divide5) Qb
przyjęto Qzup = 35 Qb
214 Wody infiltracyjne i przypadkoweQinf = (2 -5) Qb
215 Wody opadoweQop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
216 Przepływ całkowityQNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM = 16800 + 6200 + 588 + 588+ 0 + 40 = 24 216 m3d
PROSZĘ 2 RAZY SPRAWDZIĆ CZY WARTOŚCI Z POPRZEDNICH OBLICZEŃ ZOSTAŁY WPISANE POPRAWNIE
22 Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew Określenia wartości charakterystycznych natężeń przepływu ściekoacutew dokonano z
uwzględnieniem wspoacutełczynnikoacutew nieroacutewnomierności odczytanych z wykresu na rys 1 Qi = QNOM middot Ni
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 1
lp Przepływ N m3d m3h m3min m3s dm3s1 Qmaxh 17 41714 1738 2897 0483 483
2 Qmax d 13 31996 1333 2222 0370 370
3 QNOM 1 24216 1009 1682 0280 280
4 Qmin d 07 16032 6680 1113 0186 186
5 Qmin h 045 10902 4543 757 0126 126
Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni obliczono ze wzoroacutew
Qmaks h=QN [m3 d ]24
sdotNhmaks [m3 h ]
Qmin h=QN [m3 d ]24
sdotNhmin [m3 h ]
Qmaks d=QNsdotNdmaks [m3d ]
Qmin d=QNsdotNd
min [m3d ]
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Spis Tabel
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 18Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 111Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe12Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]13Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew14Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego20Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego21Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym22Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)22Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 223Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone24Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego26Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych40Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych43Tabela 12 Bilans masy osadoacutew48
Spis Rysunkoacutew
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]9Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe15Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych16Rysunek 4 Produkcja skratek18Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji28Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 1228Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora29Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu31Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu35Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna38Rysunek 10 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutew45Rysunek 11 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew49
1 Wstęp
11 Przedmiot opracowaniaPrzedmiotem opracowania jest projekt technologiczny oczyszczalni ściekoacutew komunalnych dla
danych określonych w temacie ćwiczenia
12 Zakres opracowaniaZakres ćwiczenia projektowego w części obliczeniowej obejmuje
ACIĄG ŚCIEKOWY
opracowanie bilansu ilości ściekoacutew i ładunkoacutew zanieczyszczeń obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu ściekoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
BCIĄG OSADOWY
opracowanie bilansu suchej masy i objętości osadoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu osadoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
Część graficzna obejmuje
plan sytuacyjny oczyszczalni profile po drodze przepływu ściekoacutew i osadoacutew
13 Podstawa opracowaniaPodstawą niniejszego opracowania jest temat ćwiczenia projektowego
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczaniMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
21 Nominalne natężenie przepływu Obliczenia natężeń przepływu wykonano metodą wskaźnikoacutew szczegoacutełowych wg roacutewnania
QNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM ndash obliczeniowa średniodobowa ilość dopływających ściekoacutew m3d Qb ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew bytowych (dawniej bytowo-gospodarczych)
m3d Qp ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew przemysłowych m3d Qzup ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew i instytucji użyteczności
publicznej m3d Qinf ndash obliczeniowa średniodobowa ilość woacuted infiltracyjnych i przypadkowych m3d Qop - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew deszczowych m3d Qfek - obliczeniowa średniodobowa ilość dowożonych fekalioacutew m3d
211 Ścieki bytoweQb = M qj
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew M = 160000 qi ndash jednostkowy wskaźnik ilości ściekoacutew od mieszkańca m3Mbulld qi = 0105
212 Ścieki z zakładoacutew przemysłowychQp = QpI + QpII
QpI - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew azotowych ndash 6000 m3d QpII - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z ubojni drobiu ndash 200 m3d
213 Ścieki z zakładoacutew użyteczności publicznejQzup = (2divide5) Qb
przyjęto Qzup = 35 Qb
214 Wody infiltracyjne i przypadkoweQinf = (2 -5) Qb
215 Wody opadoweQop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
216 Przepływ całkowityQNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM = 16800 + 6200 + 588 + 588+ 0 + 40 = 24 216 m3d
PROSZĘ 2 RAZY SPRAWDZIĆ CZY WARTOŚCI Z POPRZEDNICH OBLICZEŃ ZOSTAŁY WPISANE POPRAWNIE
22 Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew Określenia wartości charakterystycznych natężeń przepływu ściekoacutew dokonano z
uwzględnieniem wspoacutełczynnikoacutew nieroacutewnomierności odczytanych z wykresu na rys 1 Qi = QNOM middot Ni
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 1
lp Przepływ N m3d m3h m3min m3s dm3s1 Qmaxh 17 41714 1738 2897 0483 483
2 Qmax d 13 31996 1333 2222 0370 370
3 QNOM 1 24216 1009 1682 0280 280
4 Qmin d 07 16032 6680 1113 0186 186
5 Qmin h 045 10902 4543 757 0126 126
Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni obliczono ze wzoroacutew
Qmaks h=QN [m3 d ]24
sdotNhmaks [m3 h ]
Qmin h=QN [m3 d ]24
sdotNhmin [m3 h ]
Qmaks d=QNsdotNdmaks [m3d ]
Qmin d=QNsdotNd
min [m3d ]
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
1 Wstęp
11 Przedmiot opracowaniaPrzedmiotem opracowania jest projekt technologiczny oczyszczalni ściekoacutew komunalnych dla
danych określonych w temacie ćwiczenia
12 Zakres opracowaniaZakres ćwiczenia projektowego w części obliczeniowej obejmuje
ACIĄG ŚCIEKOWY
opracowanie bilansu ilości ściekoacutew i ładunkoacutew zanieczyszczeń obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu ściekoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
BCIĄG OSADOWY
opracowanie bilansu suchej masy i objętości osadoacutew doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash schemat technologiczny (procesowy) i schemat
przepływu osadoacutew doboacuter urządzeń i obliczenia technologiczne
Część graficzna obejmuje
plan sytuacyjny oczyszczalni profile po drodze przepływu ściekoacutew i osadoacutew
13 Podstawa opracowaniaPodstawą niniejszego opracowania jest temat ćwiczenia projektowego
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczaniMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
21 Nominalne natężenie przepływu Obliczenia natężeń przepływu wykonano metodą wskaźnikoacutew szczegoacutełowych wg roacutewnania
QNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM ndash obliczeniowa średniodobowa ilość dopływających ściekoacutew m3d Qb ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew bytowych (dawniej bytowo-gospodarczych)
m3d Qp ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew przemysłowych m3d Qzup ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew i instytucji użyteczności
publicznej m3d Qinf ndash obliczeniowa średniodobowa ilość woacuted infiltracyjnych i przypadkowych m3d Qop - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew deszczowych m3d Qfek - obliczeniowa średniodobowa ilość dowożonych fekalioacutew m3d
211 Ścieki bytoweQb = M qj
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew M = 160000 qi ndash jednostkowy wskaźnik ilości ściekoacutew od mieszkańca m3Mbulld qi = 0105
212 Ścieki z zakładoacutew przemysłowychQp = QpI + QpII
QpI - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew azotowych ndash 6000 m3d QpII - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z ubojni drobiu ndash 200 m3d
213 Ścieki z zakładoacutew użyteczności publicznejQzup = (2divide5) Qb
przyjęto Qzup = 35 Qb
214 Wody infiltracyjne i przypadkoweQinf = (2 -5) Qb
215 Wody opadoweQop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
216 Przepływ całkowityQNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM = 16800 + 6200 + 588 + 588+ 0 + 40 = 24 216 m3d
PROSZĘ 2 RAZY SPRAWDZIĆ CZY WARTOŚCI Z POPRZEDNICH OBLICZEŃ ZOSTAŁY WPISANE POPRAWNIE
22 Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew Określenia wartości charakterystycznych natężeń przepływu ściekoacutew dokonano z
uwzględnieniem wspoacutełczynnikoacutew nieroacutewnomierności odczytanych z wykresu na rys 1 Qi = QNOM middot Ni
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 1
lp Przepływ N m3d m3h m3min m3s dm3s1 Qmaxh 17 41714 1738 2897 0483 483
2 Qmax d 13 31996 1333 2222 0370 370
3 QNOM 1 24216 1009 1682 0280 280
4 Qmin d 07 16032 6680 1113 0186 186
5 Qmin h 045 10902 4543 757 0126 126
Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni obliczono ze wzoroacutew
Qmaks h=QN [m3 d ]24
sdotNhmaks [m3 h ]
Qmin h=QN [m3 d ]24
sdotNhmin [m3 h ]
Qmaks d=QNsdotNdmaks [m3d ]
Qmin d=QNsdotNd
min [m3d ]
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
2 Obliczenie charakterystycznych wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczaniMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
21 Nominalne natężenie przepływu Obliczenia natężeń przepływu wykonano metodą wskaźnikoacutew szczegoacutełowych wg roacutewnania
QNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM ndash obliczeniowa średniodobowa ilość dopływających ściekoacutew m3d Qb ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew bytowych (dawniej bytowo-gospodarczych)
m3d Qp ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew przemysłowych m3d Qzup ndash obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew i instytucji użyteczności
publicznej m3d Qinf ndash obliczeniowa średniodobowa ilość woacuted infiltracyjnych i przypadkowych m3d Qop - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew deszczowych m3d Qfek - obliczeniowa średniodobowa ilość dowożonych fekalioacutew m3d
211 Ścieki bytoweQb = M qj
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew M = 160000 qi ndash jednostkowy wskaźnik ilości ściekoacutew od mieszkańca m3Mbulld qi = 0105
212 Ścieki z zakładoacutew przemysłowychQp = QpI + QpII
QpI - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z zakładoacutew azotowych ndash 6000 m3d QpII - obliczeniowa średniodobowa ilość ściekoacutew z ubojni drobiu ndash 200 m3d
213 Ścieki z zakładoacutew użyteczności publicznejQzup = (2divide5) Qb
przyjęto Qzup = 35 Qb
214 Wody infiltracyjne i przypadkoweQinf = (2 -5) Qb
215 Wody opadoweQop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
216 Przepływ całkowityQNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM = 16800 + 6200 + 588 + 588+ 0 + 40 = 24 216 m3d
PROSZĘ 2 RAZY SPRAWDZIĆ CZY WARTOŚCI Z POPRZEDNICH OBLICZEŃ ZOSTAŁY WPISANE POPRAWNIE
22 Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew Określenia wartości charakterystycznych natężeń przepływu ściekoacutew dokonano z
uwzględnieniem wspoacutełczynnikoacutew nieroacutewnomierności odczytanych z wykresu na rys 1 Qi = QNOM middot Ni
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 1
lp Przepływ N m3d m3h m3min m3s dm3s1 Qmaxh 17 41714 1738 2897 0483 483
2 Qmax d 13 31996 1333 2222 0370 370
3 QNOM 1 24216 1009 1682 0280 280
4 Qmin d 07 16032 6680 1113 0186 186
5 Qmin h 045 10902 4543 757 0126 126
Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni obliczono ze wzoroacutew
Qmaks h=QN [m3 d ]24
sdotNhmaks [m3 h ]
Qmin h=QN [m3 d ]24
sdotNhmin [m3 h ]
Qmaks d=QNsdotNdmaks [m3d ]
Qmin d=QNsdotNd
min [m3d ]
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
216 Przepływ całkowityQNOM = Qb + Qp + Qzup + Qinf+ Qop+ Qfek
gdzie
QNOM = 16800 + 6200 + 588 + 588+ 0 + 40 = 24 216 m3d
PROSZĘ 2 RAZY SPRAWDZIĆ CZY WARTOŚCI Z POPRZEDNICH OBLICZEŃ ZOSTAŁY WPISANE POPRAWNIE
22 Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew Określenia wartości charakterystycznych natężeń przepływu ściekoacutew dokonano z
uwzględnieniem wspoacutełczynnikoacutew nieroacutewnomierności odczytanych z wykresu na rys 1 Qi = QNOM middot Ni
Tabela 1 Charakterystyczne przepływy ściekoacutew - punkt bilansowy nr 1
lp Przepływ N m3d m3h m3min m3s dm3s1 Qmaxh 17 41714 1738 2897 0483 483
2 Qmax d 13 31996 1333 2222 0370 370
3 QNOM 1 24216 1009 1682 0280 280
4 Qmin d 07 16032 6680 1113 0186 186
5 Qmin h 045 10902 4543 757 0126 126
Charakterystyczne wartości natężeń przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni obliczono ze wzoroacutew
Qmaks h=QN [m3 d ]24
sdotNhmaks [m3 h ]
Qmin h=QN [m3 d ]24
sdotNhmin [m3 h ]
Qmaks d=QNsdotNdmaks [m3d ]
Qmin d=QNsdotNd
min [m3d ]
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Rysunek 1 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności dopływu ściekoacutew do oczyszczalni w funkcji nominalnego natężenia przepływu wg [1]
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
3 Obliczenie ładunkoacutew zanieczyszczeńMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
2 Określenie danych wyjściowych do projektowania
31 Obliczanie ładunkoacutew zanieczyszczeń w celu obliczenia RLM (roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutew)
Ł = Łb + Łp + Łzup + Łinf+ Łop+ Łfek
gdzie
Ł ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach kgd Łb ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach bytowych kgd Łp ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew
przemysłowych kgd Łzup ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach z zakładoacutew i instytucji
użyteczności publicznej kgd Łinf ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych wodach infiltracyjnych i
przypadkowych kgd Łop ndash obliczeniowy ładunek zanieczyszczeń w doprowadzanych ściekach deszczowych kgd Łfek - Obliczeniowy ładunek fekalioacutew dowożonych do oczyszczalni kgd
Łb [kgd] =
Msdotl j [ gMsdotd ]1000
Łp [kgd] =
Qi[m3 d ]sdotci[ gm
3 ]1000
Łzup = 0 ndash przyjęto że ładunek zanieczyszczeń pochodzących z zakładoacutew i instytucji użyteczności publicznej zawiera się w ładunku zanieczyszczeń w ściekach bytowych
Łinf = 0 ndash wody umownie czyste
Łop = 0 ndash kanalizacja rozdzielcza
Łfek [kgd] =
Qf [m3 d ]sdotc fek [ gm
3 ]1000
gdzie
M ndash rzeczywista ilość mieszkańcoacutew (podana w temacie) Li ndash ładunek jednostkowy zanieczyszczeń powstających od 1 mieszkańca gMbulld ciI ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z zakładoacutew azotowych gm3
ciII ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach z ubojni drobiu gm3
cfek ndash jednostkowe stężenia zanieczyszczeń w ściekach dowożonych gm3
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Stężenie miarodajne ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew wynosi
Cm [gm3] =
sum Ł [ kgd ]
QNOM [m3d ]
Zgodnie z rozporządzeniem Ministra Budownictwa z dnia 14 lipca 2006 w sprawie realizacji obowiązkoacutew dostawcoacutew ściekoacutew przemysłowych oraz warunkoacutew wprowadzania ściekoacutew do urządzeń kanalizacyjnych (Dz U 2006 nr 136 poz 964) zakład przemysłowy powinien podczyścić odprowadzane do kanalizacji ścieki gdy stężenia zanieczyszczeń w ściekach przekraczają określone wartości Wartości BZT5 ChZT N P zawiesin ustala odbiorca ściekoacutew na podstawie dopuszczalnego obciążenia oczyszczalni ładunkiem tych zanieczyszczeń
Zakłada się że zakłady przemysłowe odprowadzające ścieki do kanalizacji mają podpisane porozumienie z użytkownikiem oczyszczalni w ktoacuterym zostały zwolnione z podczyszczania ściekoacutew
przemysłowych
Tabela 2 Obliczenie miarodajnych wartości ładunkoacutew zanieczyszczeń ściekoacutew bytowych przemysłowych i fekalioacutew oraz wyznaczenie miarodajnych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ndash PUNKT BILANSOWY 1
Lp Zanieczysz-
czenie
Wskaźnik lub stężenie zanieczyszczenia Ładunek
Cm
li Cb CpI CpII CFek
Wymiar Łb ŁpI ŁpII Łfek ŁgMkmiddotd gm3 gm3 gm3 gm3 gm3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
1 BZT5 60 - 111 1201 6000 kg O2d 9600 666 240 240 10746 4442 ChZT 120 - 335 1502 30000 kg O2d 19200 2010 300 1200 22710 9383 Nog 11 - 166 142 700 kg Nd 1760 996 284 280 1916 7914 NNH4 55 - 44 59 300 kg Nd 880 264 118 120 930 3845 Pog 18 - 372 196 250 kg Pd 288 223 39 100 324 1346 Zaw 70 - 156 392 15000 kg smd 11200 936 784 600 12814 5297 Tłuszcze 50 24 120 300 kg d 840 144 240 120 1020 4218 H2S - 1 209 Detergenty - 15 20
10 Zasadowość 3511 Chrom - 0512 WWA - 0513 Fenole - 0514 Fluorki 5
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
32 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki surowe
Tabela 3 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki surowe
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 938 227102 ChZT sub rozp 703 1703283 BZT5 444 107464 Zawiesiny 529 128145 Nog 79 19166 N-NH4 384 9307 N-NO3 0 08 Pog 134 128149 Zasadowość 35 848
33 Obliczenie roacutewnoważnej liczby mieszkańcoacutewZgodnie z Rozporządzeniem Ministra Środowiska z dnia 18 listopada 2014 r w sprawie
warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego (DzU 2014 poz 1800) [2] obciążenie projektowanej oczyszczalni ściekoacutew wyrażone roacutewnoważną liczbą mieszkańcoacutew (RLM) oblicza się na podstawie bilansu ładunku BZT5 doprowadzanego do projektowanej oczyszczalni ściekoacutew
Dla oczyszczalni już istniejących RLM oblicza się na podstawie maksymalnego średniego tygodniowego ładunku zanieczyszczenia wyrażonego wskaźnikiem BZT5 dopływającego do oczyszczalni w ciągu roku z wyłączeniem sytuacji nietypowych w szczegoacutelności wynikających z intensywnych opadoacutew
RLM=ŁBZT 5
lBZT 5sdot1000
gdzie
ŁBZT5 ndash dobowy ładunek BZT5 dopływający do oczyszczalni kgd lBZT5 ndash ładunek jednostkowy BZT5 powstający od 1 mieszkańca gMmiddotd
Zatem
RLM=1074660
sdot1000=179100
4 Obliczenie Niezbędnego stopnia oczyszczania Ściekoacutew ndash NSOMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
3 Obliczanie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
41 Wymagany skład ściekoacutew oczyszczonychWymagany skład ściekoacutew oczyszczonych jest zależny od rodzaju odbiornika i RLM Maksymalne
dopuszczalne stężenia zanieczyszczeń na odpływie (Ce) oraz minimalne procenty usuwania
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
zanieczyszczeń są określone w rozporządzeniu Ministra Środowiska z 1811 2014 r w sprawie warunkoacutew jakie należy spełnić przy wprowadzaniu ściekoacutew do woacuted lub do ziemi oraz w sprawie substancji szczegoacutelnie szkodliwych dla środowiska wodnego [2]
W załączniku nr 1 do projektu przedstawiono wartości wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń ściekoacutew oczyszczonych oraz procenty usuwania zanieczyszczeń zgodnie z aktualnie obowiązującymi przepisami RP oraz Dyrektywy Unii Europejskiej nr 91271EWG z dnia 21 maja 1991 r dotyczącej oczyszczania ściekoacutew komunalnych Official Journal of the European Communities No L 13540
W tabeli 3 ustalono miarodajny skład ściekoacutew oczyszczonych dla RLM gt100 000 wg rozporządzenia [2]
Tabela 4 Ustalenie miarodajnego składu ściekoacutew oczyszczonych dla projektowanej oczyszczalni o RLM gt100 000 [2]
LpWskaźnik lub
zanieczyszczenie
Jednostka
Ścieki surowe
Ścieki oczyszczone
1 2 3 4 5
1 BZT5 gO2m3 444 152 ChZT gO2m3 938 1253 Nog gNm3 791 104 Pog gPm3 133 15 Zawiesiny gm3 529 35
42 Obliczenie NSONSO oblicza się wg zależności
NSOx=CominusCe
Cosdot100
gdzie
NSOx ndash niezbędny stopień oczyszczania ściekoacutew obliczany dla wskaźnika lub stężenia zanieczyszczenia bdquoxrdquo
Co ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach surowych [gm3] (Co = Cm)
Ce ndash wartość stężenia lub wskaźnika zanieczyszczenia w ściekach oczyszczonych [gm3]
NSO należy obliczać dla poszczegoacutelnych zanieczyszczeń (BZT5 ChZT zawiesiny związki azotowe związki fosforu itd)
Tabela 5 Obliczenie niezbędnego stopnia oczyszczania ściekoacutew
Lp Wskaźnik lub C0 Ce NSO
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
zanieczyszczenie gm3 gm3 1 2 3 4 5
1 BZT5 444 15 9662 ChZT 938 125 8673 Nog 791 95 8804 Pog 134 1 9255 Zawiesiny 529 35 934
5 Doboacuter procesoacutew i operacji jednostkowych ndash ciąg ściekowyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr
4 Zasady ustalania procesu technologicznego
Dobrane procesy i operacje jednostkowe są pokazane na schemacie na rysunku 2
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Rysunek 2 Procesy i operacje jednostkowe
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Układ A2O ndash denitryfikacja wydzielona (wstępna)
Układ A2O ndash denitryfikacja symultaniczna
Rysunek 3 Schematy blokoacutew biologicznych
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 1
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
6 Doboacuter urządzeń technologicznych Iordm oczyszczania
61 Krata rzadkaMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 5 Zasady doboru krat i sit do oczyszczania ściekoacutew
Kratę dobiera się na Qmaxh Maksymalne godzinowe natężenie przepływu ściekoacutew dopływających do oczyszczalni
Qmaxh = 0483 m3s
Dobrano kratę rzadką z mechanicznym zgarniaczem skratek typu KUMP-hellip-hellip produkcji Fabryki Aparatury i Urządzeń Komunalnych bdquoUMECHrdquo ndash Piła [5] Krata przeznaczona jest do zamontowania na kanale o szerokości hellip mm i głębokości maksymalnej helliphellip mm Krata wyposażona jest w ruszt o prześwicie helliphellip mm
Maksymalny przepływ ściekoacutew dla kraty helliphellip m3s Kartę katalogową kraty dołączono do projektu( załącznik nr 2)
Obliczeniowa ilość skratek
Ilość skratek obliczono w punkcie 64 w akapicie bdquoWyznaczanie ilości skratekrdquo
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Pojemniki dobrano w punkcie 64 w akapicie bdquoDoboacuter pojemnikoacutew na skratkirdquo
62 Urządzenie kompaktoweMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 51 Mechaniczne oczyszczanie ściekoacutew w urządzeniach kompaktowych
Projektuje się zblokowane urządzenie do mechanicznego oczyszczania ściekoacutew HUBER ROTAMAT Ro5 ktoacutere dobrano z katalogu produktoacutew firmy HUBER Technology [6]
W skład urządzenia kompaktowego wchodzą
krata gęsta (krata bębnowa Ro1 lub sito Ro2 lub mikrosito Ro9 ) piaskownik
Urządzenie kompaktowe dobiera się na Qmaxh
Przepływ maksymalny godzinowy ściekoacutew dopływających do oczyszczalni wynosi Qmaxh = 0483 m3s = 483 dm3s
Dobrano hellip jednakowe urządzenia o przepustowości hellip dm3s ndash wersja podziemna
Całkowita przepustowość stacji mechanicznego oczyszczania ściekoacutew
hellip x hellip dm3s = hellip dm3s
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Załącznik nr 3 zwiera kartę katalogową dobranego urządzenia
Wyznaczenie ilości skratek
Ilość skratek zatrzymywanych na kratach określono na podstawie wykresu produkcji skratek wg Romana [6]ndash Rys4
- krata rzadka ndash prześwit 15 mm q1 = 5 dm3M a∙
- krata gęsta ndash prześwit 4 mm q2 = 12 - 5 = 7 dm3M a∙
Zatem objętość skratek wynosi
krata rzadka ndash prześwit 15 mmV 1=
Msdotq1
365= 160000sdot5sdot10minus3
365=219 m3 d
krata gęsta ndash prześwit 4 mmV 2=
Msdotq2
365=160000sdot7sdot10minus3
365=3 07 m3d
0 5 10 15 20 25 30 350
2
4
6
8
10
12
14
prześwit kraty [mm]
ilość
skra
tek
[lM
ka]
-
Rysunek 4 Produkcja skratek
Doboacuter pojemnikoacutew na skratki
Przyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania skratek wynosić będzie
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dniŹroacutedło skratek m3d m3d m3d- krata rzadka 438 877 1315- krata gęsta 614 1227 1841
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Do magazynowania skratek na terenie oczyszczalni ściekoacutew dobrano następujące kontenery produkowane przez ABRYS ndash Technika Error Reference source not found
krata rzadka KP-7o pojemności 70m3w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni krata gęsta KP-10 o pojemności 100m3 w liczbie2+1 kontener ndash wywoacutez co 3 dni
Obliczenie ilości usuwanego piasku
Na podstawie zaleceń prowadzącego przyjęto typową jednostkową ilość piasku zatrzymywanego w piaskowniku 10 dm3M a∙
qp = 10 dm3M∙a M = 160000 M
Qp=q psdotMsdot10minus3
365=10sdot160000sdot10minus3
365=4 38 m3
dMasa usuwanego piasku wynosi
M p=QpsdotρP=4 38 m3
dsdot1200 kg
m3 =5256 kgd
ρp = 1200 kgdm3
Doboacuter pojemnikoacutewPrzyjmując dopuszczalne wypełnienie pojemnika 50 wymagana objętość pojemnika na 12 i 3 dni magazynowania piasku wynosi
Liczba dni 1 dzień 2 dni 3 dnim3d m3d m3d
Objętość piasku 877 1753 2630Masa piasku 5260 10521 15781
Przyjęto 3 pojemniki
Vpojw = 2633 = 877 m3 Mpoj
w = 157813 = 5260 kg
Przyjęto 1+1 kontenery KP-10 o pojemności 100 m3 firmy ABRYSndashTechnika [7] po sprawdzeniu
technicznych możliwości wywozu tego typu pojemnikoacutew przez Przedsiębiorstwo Gospodarki Komunalnej o pojemności rzeczywistej
Vpojrz = 100 m3 ndash przyjęto wywoacutez co 1 dzień
Rzeczywistą częstotliwość wywozu piasku z oczyszczalni należy ustalić w trakcie rozruchu obiektu
63 Zwężka VenturiegoDoboacuter koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Koryto pomiarowe ze zwężką Venturiego dobieramy odczytując z nomogramu typ zwężki przy założeniu że dla QNOM prędkość przepływu w korycie v = 05divide06 ms Następnie dla danego typu zwężki sprawdzamy wypełnienie koryta przy przepływach Qmin h i Qmax h
Z katalogu typowych obiektoacutew systemu Uniklar [4] dobrano zwężkę typu KPV-hellip o parametrach
szerokość kanału b1 = hellip cm szerokość przewężenia b2 = hellip cm maksymalne wypełnienie w przekroju przed zwężką h = hellip cm wysokość ścian zwężki ( konstrukcyjna) hb = hellip cm orientacyjny zakres mierniczy Q
o dla v1 ge 05 ms helliphellip dm3so dla v1 lt 05 ms helliphellip dm3s
W tabeli poniżej zestawiono charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego ze zwężką Venturiego
Tabela 6 Charakterystyczne wypełnienia koryta pomiarowego
PrzepływNatężenie przepływu Wypełnienie
dm3s cm1 2 3 4
1 QNOM 2802 Qmin h 1263 Qmax h 483
64 Osadnik wstępnyMateriały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 71
641 Obliczanie wstępnych osadnikoacutew radialnychProjektuje się osadnik wstępny radialny
Osadnik wstępny projektuje się na przepływ nominalny Czas przetrzymania w osadniku powinien wynosić T = ok 2 godz i obciążenie hydrauliczne Oh = 1 m3m2 h ∙
Dla projektowanej oczyszczalni ściekoacutew przepływ nominalny wynosi QNOM = 1009 m3h
przepływ maksymalny godzinowy Qmaxh = 1738 m3h
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej [7] dobrano hellip osadniki wstępne radialne Systemu UNIKLAR typ ORws-hellip o następujących parametrach
Średnica D = hellip m Wysokość czynna Hcz = helliphellip m Pojemność czynna Vcz = hellip m3
Powierzchnia czynna = hellip m2
Pojemność leja osadowego Vos = hellip m3
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Tabela 7 Parametry technologiczne osadnika wstępnego
Lp Przepływ Przepust T Oh
[m3h] [h] [m3m2h]1 2 3 4 5
1 QNOM
2 Qmaxh
3 Qminh
T=V cz
Qnom
Oh=Qnom
A
642 Obliczenie ilości osadoacutew usuwanych w osadnikach wstępnychŁadunek zawiesin usuwany w osadnikach wstępnych
Łzaw us = Ł∙ zaw dop = 70 24216 m∙ 3d middot 529 gm3 = 8970 kg smd
Przy uwodnieniu osadu wynoszącym 97 masa uwodnionego osadu wyniesie
8970 ∙ 100 3
=299 003 kgd
Przy gęstości uwodnionego osadu 1080 kgm3 jego objętość wyniesie 299 003
1080=27685m3d
Przy 3 lejach (w każdym z osadnikoacutew po 1 ) o pojemności po 201 m3 każdy osady będzie trzeba
usuwać 276853 ∙146 iquest632asymp7 razy na dobę
Załącznik nr 5 zawiera kartę charakterystyki osadnika wstępnego
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
7 Obliczenie ilości i składu ściekoacutew dopływających do części biologicznej oczyszczalni
71 Ścieki po osadniku wstępnymStopnie usunięcia zanieczyszczeń w Iordm oczyszczania ściekoacutew (oczyszczanie mechaniczne)
założono na podstawie krzywych Sierpa przy hydraulicznym czasie przetrzymania T = 2 h
Tabela 8 Stężenia miarodajne po oczyszczaniu mechanicznym
Lp Wskaźniklub
stężenie zanieczyszczenia
Cm ηred Cm
gm3 gm3
pocz po Io
1 2 3 4 5
1 BZT5 444 30 3112 ChZT 938 30 6563 Nog 791 10 7124 N-NH4 384 0 3845 Pog 134 10 1216 Zawiesiny 529 70 1597 Tłuszcze 421 --- 421
10 Zasadowość 350 0 350Do części biologicznej oczyszczalni ściekoacutew dopływają ścieki po oczyszczaniu mechanicznym
oraz odcieki odprowadzane z obiektoacutew gospodarki osadowej
72 Deamonifikacja odciekoacutew
Przyjmuje się że z obiektoacutew gospodarki osadowej odprowadzane są odcieki w ilości ok Qcn-os = αcndosmiddotQNOM = 30middotQNOM
Średni skład odciekoacutew podano w tabeli 9
Tabela 9 Typowy skład odciekoacutew (stabilizacja przez fermentację)
LpWskaźnik lub
stężenie zanieczyszczenia
Jednostka Wartość
1 2 3 4
1 BZT5 g O2m3 2002 ChZT g O2m3 5503 Nog g Nm3 7504 Norg g Nm3 1005 N-NH4 g Nm3 6506 Pog g Pm3 1007 Zawiesiny gm3 3008 Zasadowość valm3 55
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Zakładając stopień redukcji azotu ogoacutelnego wynoszący ηred = 90 jego stężenie w odciekach po deamonifikacji powinno wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=750minus(750∙090 )=750minus675=75g N m3
W tym znaczna większość będzie występować pod postacią azotu azotanowego pozostałe formy wystąpią w stężeniach pomijalnie niskich
Podczas procesu zostaną roacutewnież usunięte związki organiczne w tym całkowicie związki biodegradowalne Przy stopniu redukcji wynoszącym ηred = 80 końcowy wskaźnik ChZT w odciekach po deamonifikacji powinien wynosić
Cmminus(Cm ∙ηred )=550minus(550 ∙080 )=550minus440=110 gO2m3
Wartość BZT ulega zmniejszeniu do zera
W wyniku skroacuteconej nitryfikacji zużywana jest zasadowość ktoacuterej wartość wyniesie po procesie deamonifikacji ok 5 valm3
W wyniku procesu deamonifikacji stężenie zawiesin w odciekach ulega obniżeniu do 50 gm3
73 Doboacuter objętości reaktora do deamonifikacji
Szybkość procesu deamonifikacji 05 kg Nog m3d
Ładunek azotu amonowego w odciekach
Łog=30 ∙QNOM ∙CN og
Stąd sumaryczna minimalna objętość reaktoroacutew wymagana do procesu wyniesie
V SBR=ŁNog
05kgN m3 ∙ d=109m3
74 Dane wejściowe do projektowania ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Tabela 10 Ładunki i stężenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego punkt bilansowy nr 2
Lp wskaźnikścieki mechanicznie oczyszczone odcieki po
deamonifikacji Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 8
1 BZT5 311 7522 0 00 7522 3022 ChZT 656 15897 110 799 15977 6413 Nog 712 1724 75 545 1779 7134 N-NH4 384 930 0 00 930 373
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
5 N-NO2 0 0 0 00 0 00
6 N-NO3 0 0 75 545 54 227 Pog 121 292 100 00 292 1178 Zawiesiny 159 3850 50 36 3886 1569 Tłuszcze 0 0 0 00 0 00
10 Zasadowość 35 848 250 182 1030 41
Obliczenie stężenia zanieczyszczeń mieszaniny ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego (kolumna 8 tabeli 9)
cmieszaniny=cmechsdotQnom+ccieczysdotQ cieczy
Qnom+Q cieczy
Tabela 11 Dane wyjściowe do projektowani ndash ścieki mechanicznie oczyszczone
Lp Zanieczyszczenie
Stężenia Ładunkikgm3 kgd
1 ChZT 641 159772 ChZT sub rozp 48042 119833 BZT5 302 75224 Zawiesiny 156 38995 Nog 71 17796 N-NH4 37 9307 N-NO3 2 548 Pog 12 2929 Zasadowość 34 851
8 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK ndash A 131 P [9] Materiały pomocnicze INSTRUKCJE DO PRZEDMIOTU OCZYSZCZANIE ŚCIEKOacuteW - instrukcja nr 84 Obliczenie komoacuter osadu czynnego układu A2O wg ATV ndash DVWK - A 131 P
81 Obliczenie wskaźnika denitryfikacjiWskaźnik denitryfikacji określa ile denitryfikowanego azotu przypada na 1 g usuwanego BZT5
Gdy wartość WD gt 015 to oznacza że jest zbyt mało związkoacutew organicznych i należy rozważyć usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
WD=N D
BZT 5us
=NdopminusNeminusN B
BZT5dopminusBZT 5
e=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5
us
BZT 5dopminusBZT 5
e=
iquestNdopminusN eminus0 045sdot(BZT 5
dopminusBZT5e )
BZT5dopminusBZT 5
e g Ng BZT5
gdzie
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
ND ndash ilość azotu do denitryfikacji g Nm3 BZT5us ndash BZT5 usuwane w komorach osadu czynnego g BZT5m3 Ndop ndash ilość azotu dopływającego do bloku osadu czynnego Ne ndash wymagana ilość azotu na odpływie z oczyszczalni dla RLM gt 100 000 NB ndash ilość azotu wbudowywana w biomasę osadu czynnego g Nm3 BZT5dop ndash BZT5 na dopływie do bloku osadu czynnego BZT5e ndash wymagane BZT5 na odpływie z oczyszczalni 0045 g Ng BZT5us - średnia ilość azotu wbudowana w biomasę
WD = 731minus95minus0045 ∙(302minus15)
302minus15=0170
g Ng BZT 5
WD = 0170
g Ng BZT 5 gt 015
g Ng BZT 5
W związku z tym że wskaźnik denitryfikacji jest wyższy niż wymagany dla zapewnienia przebiegu procesu denitryfikacji w stopniu biologicznym oczyszczalni konieczne jest podwyższenie BZT5 ściekoacutew dopływających do reaktora biologicznego
82 Obliczenie wymaganego BZT5 aby WD = 015
BZT 5dop=
(WD+0 045 )sdotBZT 5e+NdopminusNe
WD+0 045 gBZT 5m
3
BZT5dop=
(015+0045 ) ∙15+731minus95015+0045
=332g BZT5 m3
Należy podwyższyć BZT5 ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego o 332 ndash 302 = 30 g BZT5m3
W celu podwyższenia w ściekach dopływających do bloku biologicznego BZT5 do wartości 332 g O2 m3 można rozważać usunięcie z układu osadnikoacutew wstępnych ilub dawkowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci metanolu lub innych dostępnych preparatoacutew
Projektuje się zastosowanie zewnętrznego źroacutedła węgla w postaci preparatu BRENNTAPLUS VP-1 [10]Ponieważ preparat zawiera tylko węgiel organiczny w całości biodegradowalny ChZT preparatu jest roacutewne BZT
ChZT = BZT preparatu wynosi 1 000 000 g O2m3 a więc
1 cm3 preparatu Brenntaplus zawiera 1 g ChZT (BZT)
Aby podnieść BZT5 ściekoacutew o 30 g O2m3 należy do 1 m3 ściekoacutew dodać 30 cm3 preparatu
Dobowa ilość preparatu wyniesie zatem
Vd = 103 Qnom x 30 cm3 = 103 x 24216 m3d x 30 cm31 000 000 cm3m3 = 0759 m3d
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
83 Określenie składu ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie składu
Skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego po korekcie z uwagi na zastosowane zewnętrzne źroacutedło węgla ulegnie zmianie w stosunku do składu określonego w kolumnie 8 tabeli 8 tylko w zakresie wskaźnikoacutew BZT5 i ChZT Pozostałe stężenia i wskaźniki zanieczyszczeń nie ulegną zmianie gdyż stosowany preparat zawiera tylko węgiel organiczny ( nie zawiera azotu fosforu zawiesin itp)
Po zastosowaniu zewnętrznego źroacutedła węgla skład ściekoacutew dopływających do bloku biologicznego będzie następujący
Tabela 12 Ładunki i stężenia w po dodaniu węgla organicznego
Lp wskaźnikŚcieki do bloku biologicznego Zewnętrzne źroacutedło
węgla Mieszanina
Stężenie gm3 Ładunek kgd Stężenie gm3 Ładunek kgd
Ładunek kgd
Stężenie gm3
1 2 3 4 5 6 7 81 BZT5 10000002 ChZT 10000003 Nog 04 N-NH4 05 Pog 06 Zawiesiny 07 tłuszcze 08 zasadowość 0
84 Sprawdzenie podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanieOceny podatności ściekoacutew na biologiczne oczyszczanie osadem czynnym dokonuje się na
podstawie wyznaczenia stosunku C N P wyznaczanego jako
BZT5 Nog Pog
Minimalny wymagany do biologicznego oczyszczania ściekoacutew stosunek BZT5NogPog wynosi 100 5 1
W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartości poroacutewnywanych wskaźnikoacutew i stężeń zanieczyszczeń są następujące
BZT5 = 332 g O2m3
Nog = 713 g Nm3
Pog = 117 g Pm3
BZT5 Nog Pog = 332 713 117 = 100 215 352 gt 100 5 1 ndash nie ma potrzeby dawkowania związkoacutew mineralnych do komoacuter osadu czynnego
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
85 Określenie podatności ściekoacutew na wzmożoną biologiczną defosfatację
Wymagany stosunek ChZT Pog dla wzmożonej biologicznej defosfatacji powinien wynosić minimum 40 W ściekach dopływających do bloku biologicznego wartość ChZT i zawartość fosforu wynoszą
ChZT = 671 g O2m3
Pog = 117 g Pm3
ChZT Pog = 671 117 = 574 gt 40 ndash wzmożona biologiczna defosfatacja jest możliwa
86 Obliczenie pojemności komory anaerobowejVKB = 103 middot QNOM middot TK B m3
gdzie
103 ndash wspoacutełczynnik uwzględniający odcieki QNOM = 1009 m3h TKB = 2 h ndash czas przetrzymania w komorze anaerobowej (beztlenowej)
VKB = 103 middot 1009 middot 2 = 2079 m3
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 2
87 Ilość azotu do denitryfikacji
N D=N dopminusN eminusNB=NdopminusN eminus0 045sdotBZT 5us=N dopminusN eminus0 045sdot(BZT5
dopminusBZT 5e ) g N
m3
N D=713minus95minus0045∙ (332minus15 )=713minus95minus143=476 g Nm3
88 Obliczenie udziału komory denitryfikacji w ogoacutelnej pojemności reaktora DENIT-NITUdział komory denitryfikacyjnej (anoksycznej) w komorach denitryfikacyjnej i anoksycznej wyznacza się z zależności tegoż udziału od wskaźnika denitryfikacji
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
01 015 02 025 03 035 04 045 05 0550
002
004
006
008
01
012
014
016
018
Denitryfikacja wstępna
Denitryfikacja symultaniczna oraz naprzemienna
VDVD+N
Wsk
aźni
k de
nitr
yfik
acji
Rysunek 5 Udział pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku technologicznego DENITNIT w zależności od wskaźnika denitryfikacji
Z powyższego wykresu dla WD = 015 odczytano
V D
VD+V NIT=05
89 Obliczenie minimalnego wieku osadu WOminMinimalny WO odczytuje się z zależności przedstawionej na rysunku poniżej
01
015
02
025
03
035
04
045
05
055
06
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
WO [d]
V DV
D+N
Łgt6000 kgO2dŁlt1200 kgO2d
Rysunek 6 Zależność wieku osadu od udziału pojemności komory denitryfikacji w pojemności bloku DENITNIT w temperaturze T = 12
Dla ŁBZT5 = 0332 kgm3 x 103 x 24216 m3d = 82815 kg O2d oraz
V D
VD+V NIT=05
minimalny wiek osadu WOmin = 132 d
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
810 Określenie jednostkowego przyrostu osadu nadmiernegoJednostkowy przyrost osadu nadmiernego jest określany z poniższej zależności
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 2805
055
06
065
07
075
08
085
09
095
1
105
11
115
12
125
13
135 ZawdopłBZT5 dopł=12
ZawdopłBZT5 dopł=1
ZawdopłBZT5 dopł=08
ZawdopłBZT5 dopł=06
ZawdopłBZT5 dopł=04
WO [d]
Pro
dukc
ja o
sadu
[kgs
mk
gBZT
5]
Rysunek 7 Produkcja osadu w zależności od wieku i stosunku zawiesin do BZT5 w dopływie do reaktora
Dla WO = 132 d i stosunku zawBZT 5
=156332
=047jednostkowa produkcja osadu
Xj = 065 g smg BZT5usuw
811 Obliczenie przyrostu osadu czynnegoCałkowity dobowy przyrost osadu wyniesie
X = Xj middot 103middotQ middot BZT5usuw = 065 g smg BZT5
usuw middot 103 middot 24216 m3d middot (332 ndash 15) 10-3 = 5143 kg smd
812 Obliczenie ilości osadu nadmiernegoIlość osadu nadmiernego (z uwzględnieniem osadu wynoszonego z osadnikoacutew wtoacuternych)
Xnadmiernego = X ndash (103 Q middot zawe(1000 gkg)) = 5143 kg smd ndash (103 middot 24216 m3d middot 0035 kg sm m3) = 5143 ndash 848 = 4295 kg smd
29
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
813 Obliczenie obciążenia osadu w reaktorze DENIT ndash NIT
Oosadu=1
WO∙∆ X j= 1
132 ∙065=0116 gBZ T5 gsm ∙d
814 Stężenie biomasy osadu czynnegoZakładane stężenie biomasy w reaktorze DENIT-NIT
Xśr = 4 kg smm3
815 Obliczenie obciążenia komory DENIT - NIT ładunkiem BZT5 Obciążenie objętościowe komory DENIT - NIT
Okomory = Xśr middot Oosadu = 40 kg smm3 middot 0116 kg BZT5kg smmiddotd = 047 kg BZT5m3middotd
816 Obliczenie pojemności czynnej reaktora DENIT ndash NITObjętość komoacuter DENIT - NIT
V= ŁOkomory
=8281 kg BZT 5d
047 kg BZT 5m3∙ d
=17774m3
817 Obliczenie recyrkulacji wewnętrznej Całkowity stopień recyrkulacji wewnętrznej i osadu recyrkulowanego (suma recyrkulacji α i ) określa się następująco
Rα+ β=N TKN dopminusNTKN eminusN B
N NO3 eminus1
gdzie
NTKN dop = 713 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w dopływie do reaktora DENIT-NIT NTKN e = 20 g Nm3 ndash stężenie azotu Kjeldahla w odpływie z reaktora DENIT-NIT NNO3 e = 80 g Nm3 ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z reaktora DENIT-NIT
Rα+β=713minus20minus143
80minus1=59
Całkowity stopień recyrkulacji jest sumą stopnia recyrkulacji osadu Rα i stopnia recyrkulacji wewnętrznej Rβ
Rα+ β=Rα+Rβ
Zazwyczaj stopień recyrkulacji osadu przyjmuje się w granicach R = 07 divide 13 ndash przyjęto stopień recyrkulacji osadu R = 13 zatem wymagany stopień recyrkulacji wynosi
Rβ=Rα+βminusRα=59minus13=46
30
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
9 Obliczenie zapotrzebowania tlenuZapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV=OV d C+OV d N +OV d SminusOV d D
w ktoacuterym OV ndash zapotrzebowanie tlenu [kg O2d] OVdC ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych [kg O2d] OVdN ndash zapotrzebowanie tlenu na mineralizację azotu amonowego [kg O2d] OVdS ndash zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację [kg O2d] OVdD ndash odzysk tlenu z denitryfikacji [kg O2d]
91 Obliczenie zapotrzebowania tlenu dla mineralizacji związkoacutew organicznych OVdC
Dla wieku osadu WO = 132 d z wykresu poniżej odczytano jednostkowe zapotrzebowanie tlenu (bez nitryfikacji) przy temperaturze 12 degC i 20 degC
Rysunek 8 Jednostkowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizację związkoacutew organicznych w zależności od wieku osadu
12oC OVc = 1138 kg O2kg BZT5 20oC OVc = 1231 kg O2kg BZT5
OV d C=OV CiquestQsdot
BZT 50minusBZT 5
e
1000 kg O2iquestd
31
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Przy Q = 103 x 24216 m3d BZT5 na dopływie do bloku technologicznego roacutewnym332 g O2m3 oraz BZT5 odpływu roacutewnym 15 g O2m3 dobowe zapotrzebowanie tlenu na mineralizacje związkoacutew organicznych wyniesie
dla temperatur ściekoacutew 12 ordmC
OV d C=1138 ∙103 ∙24216∙ (332minus15 )1000
=8995 kgO2d
dla temperatury ściekoacutew 20 ordmC
OV d C=1231 ∙103 ∙24216 ∙ (332minus15 )1000
=9735kgO2d
92 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację obliczać należy wg roacutewnania
OV d N=Q d∙43 ∙ (SNO3 DminusSNO3 ZB+SNO3 AN )
1000
w ktoacuterym
OVdN ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] SNO3 D ndash stężenie azotu azotanowego do denitryfikacji [g Nm3] SNO3 ZB ndash stężenie azotu azotanowego w dopływie do bloku technologicznego [g Nm3] SNO3 AN ndash stężenie azotu azotanowego w odpływie z osadnika wtoacuternego [g Nm3]
Warunkiem umożliwiającym obliczenie zapotrzebowania tlenu na nitryfikację azotu amonowego jest sporządzenie bilansu azotu wg wytycznych podanych poniżej
azot na dopływie do bloku osadu czynnego
NTKN = Nog = 713 g Nm3 NNH4 = 373 g Nm3 NNO3 = 22 g Nm3 (przy 3 odciekoacutew) NNO2 = 0 g Nm3 Norg = 713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Nm3
azot wbudowany w biomasę osadu czynnego i odprowadzany z osadem nadmiernym
NB = 0045 middot (332-15) = 143 g Nm3
azot na odpływie z osadnika wtoacuternego
Noge
= 100 g Nm3 NNO3
e = 80 g Nm3
NNH4e = 00 g Nm3
32
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Norge = 20 g Nm3
azot do denitryfikacji
N D = 476 g Nm3
Qd = 103 middot 24216 m3d
gdzie
43 - wspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na nitryfikację 1 gNH4 SNO3 D = 476 g Nm3 SNO3 ZB = 22 g Nm3 SNO3 AN = 80 g Nm3
OV d N=103 ∙24216 ∙43∙ (476minus22+80 )
1000=5724 kgO2d
93 Obliczenie zapotrzebowania tlenu na deamonifikacjęDobowe zapotrzebowanie tlenu na deamonifikację odciekoacutew obliczać należy wg roacutewnania
OV d S=Qd ∙003 ∙34 ∙056 ∙ SNog odcieki
1000
w ktoacuterym
OVdS ndash dobowe zapotrzebowanie tlenu na nitryfikację azotu amonowego [kg O2d] Qd ndash nominalny dobowy dopływ ściekoacutew do oczyszczalni biologicznej [m3d] 003 ndash ilość odciekoacutew 34 ndashwspoacutełczynnik jednostkowego zapotrzebowania tlenu na skroacuteconą nitryfikację 1 g NH4
056 ndash ułamek azotu ogoacutelnego w dopływie do reaktora ktoacutery należy poddać skroacuteconej nitryfikacji
SNog odcieki ndash stężenie azotu ogoacutelnego w odciekach poddawanych deamonifikacji [g Nm3]
OV d S=24216 ∙003∙34 ∙056 ∙750
1000=1037 kgO2d
UWAGA Zużycie tlenu na deamonifikację odciekoacutew nie jest wliczane do zużycia tlenu w reaktorze biologicznym ponieważ reaktor do deamonifikacji jest osobnym obiektem i jest zasilany z innego źroacutedła powietrza
94 Odzysk tlenu z denitryfikacjiOdzysk tlenu z denitryfikacji należy obliczać wg roacutewnania
OV d D=1 03sdotQ
NOMsdot29sdotSNO3 D
1000
gdzie
29 ndash wspoacutełczynnik jednostkowego odzysku tlenu z denitryfikacji 1 g NO3
33
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
SNO3D - ilość azotu do denitryfikacji
Zatem dobowy odzysk tlenu z denitryfikacji wyniesie
OV d D=103 ∙24216 ∙29 ∙476
1000=3440kgO2d
95 Sumaryczne dobowe zapotrzebowanie tlenu
951 Średniodobowe dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 12 degC
OV = 8995 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 11279 kg O2d = 470 kg O2h
dla procesu osadu czynnego i temperatury ściekoacutew 20 degCOV = 9735 kg O2d + 5724 kg O2d ndash 3440 kg O2d = 12019 kg O2d = 501 kg O2h
dla procesu deamonifikacji
OVdS= 1037 kg O2d = 43 kg O2h
952 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu osadu czynnegoMaksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu oblicza się wg roacutewnania
OV h=f C ∙ (OV d CminusOV d D )+f N ∙OV d N
24
Z wykresu poniżej odczytano wartości wspoacutełczynnikoacutew fC i fN przy WO = 132 d
i ŁBZT5 = 82815 kg O2d
fC = 117
fN = 158
Zatem maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu wyniesie
dla temperatury ściekoacutew 12degC
OV h=117 ∙ (8995minus3440 )+158 ∙5724
24=648 kgO2h
dla temperatury 20degC
OV h=117 ∙ (9735minus3440 )+158 ∙5724
24=684 kgO2h
34
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
1
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
21
22
23
24
25
26
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
WO [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k ni
eroacutew
nom
iern
ości
pob
oru
tlenu
fN dla Łlt1200 kgO2d
fN dla Łgt6000 kgO2d
fc
Rysunek 9 Wspoacutełczynniki nieroacutewnomierności zapotrzebowania tlenu w zależności od wieku osadu
953 Maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu dla procesu deamonifikacjiZużycie maksymalne godzinowe jest roacutewne zużyciu godzinowemu obliczonemu w punkcie 951
10 Bilans zasadowościZasadowość w ściekach dopływających do bloku osadu czynnego 341 g CaCO3m3 i 851 kg CaCO3d
Azot ogoacutelny dopływający do komory osadu czynnego 713 g Nm3 1779 kg Nd
Azot amonowy dopływający do komory osadu czynnego 373 g Nm3 930 kg Nd
101 Wskaźniki jednostkowe1 Amonifikacja azotu organicznegoamonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
2 Asymilacja azotuasymilacja azotu powoduje ubytek zasadowości o 3576 g CaCO3g N wbudowanego
3 Nitryfikacja azotu amonowegonitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NNH4
4 Denitryfikacja azotu azotanowego
powoduje wzrost o 30 g CaCO3g NNO3
35
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
102 Obliczenie bilansu zasadowości
1021 Amonifikacja azotu organicznegoIlość azotu organicznego doprowadzanego do bloku technologicznego
713 ndash 373 ndash 22 = 318 g Norgm3
Założono pełną amonifikację azotu organicznego
Amonifikacja powoduje wzrost zasadowości o 357 g CaCO3g Norg
Wzrost zasadowości z uwagi na amonifikację azotu organicznego wynosi
357 g CaCO3g Norg middot 318 g Norgm3 middot 103 middot 24216 m3d = 2835 kg CaCO3d
1022 Asymilacja azotu Ilość azotu wbudowana w biomasę NB = 143 g Nm3
Ubytek zasadowości z uwagi na asymilację azotu wynosi
3576 g CaCO3g NB middot 143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 1270 kg CaCO3d
1023 Nitryfikacja azotu amonowegoIlość azotu wbudowana w biomasę osadu czynnego
143 g Nm3 middot 103 middot 24216 m3d = 356 kg Nd
Ilość azotu amonowego w odpływie z bloku 0 g Nm3
Ilość azotu do nitryfikacji
1779 kg Nd ndash 356 kg Nd = 1423 kg Nd
Nitryfikacja powoduje zużycie zasadowości o 714 g CaCO3g NH4
1423 kg Nd middot 714 kg CaCO3kg NNH4 = 10161 kg CaCO3d
1024 Denitryfikacja azotu azotanowegoIlość azotu azotanowego do denitryfikacji
ŁNDenitr = 476 middot 103 middot 24216 m3d = 1186 kg Nd
Wzrost zasadowości 1186 kg Nd middot 30 g CaCO3g N = 3558 kg CaCO3d
36
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
103 Bilans zasadowości Ścieki surowe +851 kgCaCO3d Asymilacja azotu -1270 kgCaCO3d Amonifikacja +2835 kgCaCO3d Nitryfikacja --10161 kgCaCO3d Denitryfikacja +3558 kgCaCO3d
RAZEM -4186 kgCaCO3d
Ilość zasadowości pozostająca po oczyszczaniu biologicznym -4186 kg CaCO3d tj -168 g CaCO3m3 Aby zapewnić zasadowość w ściekach oczyszczonych roacutewną 100 g CaCO3m3 zachodzi potrzeba dozowania alkalioacutew w celu podwyższenia zasadowości
Konieczne jest podwyższenie zasadowości o 168 + 100 = 268 g CaCO3m3
Zaprojektowano instalację do dozowania roztworu CaO do komoacuter tlenowych reaktora biologicznego Wymagana dawka roztworu CaO o stężeniu 100 g CaOdm3 wyniesie 214 dm3m3
Dobowe zużycie roztworu CaO
Vd = 103 x 24216 m3d x 214 dm3m3 = 534 m3d
37
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Rysunek 10 Określenie niezbędnej dawki wapna
38
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
11 Ustalenie gabarytoacutew komoacuter i doboacuter urządzeń mechanicznych
111 Ustalenie gabarytoacutew bloku technologicznegoZałożono zaprojektowanie 2 blokoacutew technologicznych o dwoacutech ciągach technologicznych każdy
Obliczona wymagana pojemność czynna komoacuter DENIT-NIT wynosi
VDENIT + VNIT = 17774 m3
Założono wysokość czynną komoacuter H = 50 m
Stąd pole powierzchni reaktora DENIT-NIT wynosi
FKB=14∙V KB
H=1
4∙ 20785
50=104 m2
Przyjmując proporcję długości do szerokości bloku wynoszącą 31 oraz szerokość komory w jednym ciągu roacutewną A Całkowita szerokość komoacuter B = 4A gdzie
FDENIT+FNIT=L ∙ A=6 A ∙ A=6 A2
Zatem
A=radic FDENIT+FNIT
6=radic 8887
6=122 m
Z uwagi na moduł budowlany 3 m przyjęto A = 12 m
Długość komoacuter
L=FDENIT+FNIT
A
przyjęto 750 m
L=FKB
A
przyjęto 90 m
Przyjęto wymiary 1 ciągu
Komora beztlenowa 12 m szerokości i 9 m długości o powierzchni 108 m2 i objętości 540 m3 Komory DENIT-NIT 12 m szerokości i 75 m długości o powierzchni 900 m2 i objętości 4500 m3
39
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Całkowite wymiary komoacuter osadu czynnego
Komory beztlenowe powierzchnia 432 m2 i objętość 2160 m3
Komory anoksyczno ndash tlenowe powierzchnia 3600 m2 i objętość 18000 m3
Udział pojemności komory DENIT w całkowitej pojemności bloku DENIT-NIT wynosi V DENIT
VDENIT+V NIT=05
Stąd obliczona długość komory anoksycznej jest roacutewna długości komory tlenowej i wynosi
LDENIT = LNIT = 05 middot 75 = 375 m
Pole powierzchni komoacuter anoksycznych jest roacutewne polu powierzchni komoacuter tlenowych i wynosi
FDENIT = FNIT = 05 middot 3600 = 1800 m2
Objętość komoacuter anoksycznych jest roacutewna objętości komoacuter tlenowych i wynosi
VDENIT = VNIT = 05 middot 18000 = 9000 m3
112 Sprawdzenie czasoacutew przetrzymania (podano sumaryczne objętości komoacuter w obu blokach układu)
Tabela 13 Zestawienie rzeczywistych pojemności i czasoacutew przetrzymania komoacuter biologicznych
Lp Komory Pojemność [m3] Czas przetrzymania [h]1 2 3 4
1 Beztlenowe 2160 2082 Anoksyczne 9000 8663 Tlenowe 9000 8664 RAZEM 20160 194
113 Doboacuter mieszadeł komory anaerobowejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 2160 m3 middot 7 Wm3 = 151 kW
Dobrano hellip mieszadeł helliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej helliphellip obrmin po helliphellip urządzeń na każdą z 4 komoacuter anaerobowych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
2 middot helliphellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 1514 = 378 kW)
114 Doboacuter mieszadeł komory anoksycznejPrzy jednostkowym zapotrzebowaniu mocy 7 Wm3 wymagana minimalna moc
zainstalowanych mieszadeł wynosi 9000 m3 middot 7 Wm3 = 630 kW
Dobrano helliphellip mieszadeł helliphelliphellip o mocy helliphellip kW i prędkości obrotowej hellip obrmin po hellip urządzenia na każdą z 4 komoacuter anoksycznych (zaprojektowano 4 ciągi technologiczne osadu czynnego w 2 blokach) Na każdą z komoacuter przypada
40
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
4 middot hellip kW = hellip kW (minimalny poziom to 634 = 158 kW)
Ze względu na doboacuter takich samych mieszadeł do komoacuter anaerobowych i anoksycznych należy zakupić hellip mieszadeł hellip (hellip pracujące + 1 rezerwowe)
115 Doboacuter pomp recyrkulacji Przy założeniu 2 blokoacutew technologicznych z czterema ciągami recyrkulacja odbywa się w 8
kanałach
R = 458 ndash stopień recyrkulacji
Wymagana wydajność jednej pompy
Q1 = 0125middot103middotQmaxhmiddotR = 0125middot103middot483 dm3s middot 458 = 285 dm3s
Przy założonej wymaganej wysokości podnoszenia 08 m dobrano hellip pomp hellip (x pracujących + 1 rezerwowa) o kącie nachylenia łopatek hellip
116 Wyznaczenie wymaganej wydajności dmuchawWymaganą wydajność stacji dmuchaw czyli wymaganą ilość powietrza ktoacutera zapewni
dostarczenie niezbędnej ilości tlenu do utlenienia związkoacutew organicznych i azotu amonowego obliczono wg roacutewnania
Qp=ZO2 h
α grsdotηsdotγsdot0 280
gdzie
Qpndash wymagana wydajność stacji dmuchaw Nm3h ZO2h ndash godzinowe zapotrzebowanie tlenu kg O2h gr ndash wspoacutełczynnik powierzchni granicznej przyjęto gr = 05 ndash sprawność systemu napowietrzania ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew 0280 ndash ilość tlenu w 1 Nm3 powietrza kg O2Nm3
Do obliczeń przyjęto maksymalne godzinowe zapotrzebowanie tlenu procesu osadu czynnego dla 20C
ZO2h = 684 kg O2h oraz średniodobowe zużycie tlenu dla 20C OV = 501 kg O2h
Sprawność systemu napowietrzania dla napowietrzania drobnopęcherzykowego należy przyjmować
le 6 1 m sł wody
Zatem przy wysokości warstwy ściekoacutew nad rusztem napowietrzającym wynoszącej 45 m sprawność systemu napowietrzania wynosi = 27
Poprawkę z uwagi na zasolenie ściekoacutew oblicza się wg roacutewnania
41
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
γ=1minus0 01sdot CR1000
gdzie
ndash poprawka z uwagi na zasolenie ściekoacutew CR ndash stężenie ciał rozpuszczonych w ściekach gm3
Zasolenie ściekoacutew wynosi CR = 3000 gm3
stąd
γ=1minus0 01sdot30001000
=0 97
Wymaganą maksymalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=684
05 ∙027 ∙097 ∙0280=18653 N m3 h
Wymaganą nominalną wydajność stacji dmuchaw
Q p=501
05 ∙027 ∙097 ∙0280=13658 N m3 h
117 Wyznaczenie wymaganego sprężu dmuchawWymagany spręż dmuchaw wyznacza się ze wzoru
ΔH = Hg + Hdyf + Hinst w + Hrur
gdzie
Hg ndash wysokość słupa cieczy nad reaktorem napowietrzającym m H2O Hdyf ndash wysokość strat na dyfuzorach m H2O przyjęto 06 m H2O Hinst w ndash wysokość strat na instalacji wewnątrz reaktora m H2O przyjęto 04 m H2O Hrur ndash wysokość strat na instalacji doprowadz powietrze ze stacji dmuchaw do reaktora
m H2O
ΔH = 45 + 06 + 04 + 07 = 62 m H2O = 620 mbar
Dobrano helliphellip dmuchawy przepływowe (helliphellip pracujące + 1 rezerwowa) helliphelliphellip (Q = helliphellip m3h) o poborze mocy helliphellip kW i głośności helliphellip dB [14]
UWAGA dobrane dmuchawy nie zasilają w powietrze reaktora do deamonifikacji Reaktor ten jest zasilany z osobnego źroacutedła Doboacuter dmuchaw do reaktora deamonifikacji został pominięty ze względu na identyczny tok obliczeniowy
118 Doboacuter dyfuzoroacutew drobnopęcherzykowych do rozprowadzania powietrza w komorach tlenowych układu
13658 m3h ndash nominalna ilość powietrza
42
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
18653 m3h ndash maksymalna ilość powietrza Szerokość komory nitryfikacji 12 m Długość komory nitryfikacji 75 m
W każdej z komoacuter oksydacyjnych zostaną zamocowane 672 dyfuzory ceramiczne talerzowe ENVICON EKS firmy ENVICON [15] (w całym układzie 2688 dyfuzoroacutew) Obciążenie powietrzem wybranych dyfuzoroacutew wynosi
Nominalne 136582688
=51m3h(nominalnie 5minus6 Nm3h )
Maksymalne 186532688
=69m3h (maksymalnie do 10 Nm3 h )
W każdej z komoacuter tlenowych dyfuzory rozmieszczone będą w 12 rzędach po 56 dyfuzoroacutew Odległości między rzędami wynoszą 100 m a miedzy dyfuzorami w każdym z rzędoacutew ok 066 m Odległości dyfuzoroacutew od ściany to 05m
12 Doboacuter osadnikoacutew wtoacuternych radialnychOsadniki wtoacuterne dobiera się na maksymalne dobowe natężenie przepływu ściekoacutew Czas
przetrzymania ściekoacutew w osadnikach wtoacuternych T = 60 h
Przepływ nominalny QNOM = 24942 m3d Przepływ maksymalny dobowy Qmax d = 31996 m3d = 1333 m3h
Maksymalny dobowy przepływ ściekoacutew dopływających do osadnikoacutew wtoacuternych musi uwzględniać odcieki a więc wyniesie
QdmaxOWt = (1+αcn-os)middotQdmax = 103middot1333 m3h = 1373 m3h
Wymagana pojemność czynna osadnikoacutew wyniesie zatem
VOWt = QdmaxOWt middotTOWt = 13730 m3h middot60 h = 8239 m3
Przy założeniu dwoacutech osadnikoacutew pojemność jednego osadnika wyniesie
V = 8239 2 = 4119 m3
Z katalogu Centrum Techniki Komunalnej Error Reference source not found dobrano 2 osadniki wtoacuterne radialne Systemu UNIKLAR typ ORwt 42 o następujących parametrach
Średnica D = 4200 m Wysokość czynna Hcz = 300 m Pojemność czynna Vcz = 4110 m3 Powierzchnia czynna = 1370 m2 Pojemność leja osadowego Vos = 471 m3
Sprawdzenie obciążenia hydraulicznego i czasu przetrzymania
43
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Tabela 14 Czas przetrzymania ściekoacutew i obciążenia hydrauliczne przy przepływach charakterystycznych
Lp Przepływ T[h]
Oh
[m3m2 h]1 2 3 4
1 QNOM = (1039 m3h)2 = 5196 m3h 791 0382 Qmax d = (1373 m3h)2 = 686 m3h 599 0503 Qmin d = (688 m3h)2 = 344 m3h 1195 025
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 3
13 Obliczenia ilości powstających osadoacutew
131 Masa osadoacutew wstępnychMasę osadoacutew wstępnych oblicza się ze wzoru
Moswst = Qnom x Co x η
Moswst - masa osadoacutew wstępnych kg smd
Co ndash stężenie zawiesin w ściekach dopływających do stopnia mechanicznego gm3
η - skuteczność usuwania zawiesin w osadnikach wstępnych
Moswt = 24216 m3d x 529 gm3 x 07 = 8970 kg smd
132 Masa osadoacutew pośrednichZe względu na brak osadnikoacutew pośrednich osady pośrednie nie są wydzielane
133 Masa osadoacutew wtoacuternychMasa osadoacutew wydzielanych w osadnikach wtoacuternych obejmuje
Moswt
=Mosbiol
+Mosinert
+Mosmineral+M
oschem kg sm d
gdzie
Moswt - masa osadoacutew wtoacuternych kg smd
Mosbiol - masa osadoacutew z biologicznego oczyszczania ściekoacutew kg smd
Mosinert - masa osadoacutew inertnych części organiczne osadoacutew biologicznych nierozkładalne kg smd
Mosmineral - masa osadoacutew mineralnych kg smd
Moschem - masa osadoacutew powstających w wyniku chemicznego wspomagania biologicznego
oczyszczania ściekoacutew kg smd
44
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
134 Masa osadoacutew biologicznychMasę osadoacutew biologicznych określać należy wg poniższego roacutewnania
Mosbiol
=Q (CominusCe )sdotΔX j [ kg sm d ]
gdzie
Mosbiol ndash produkcja osadoacutew biologicznych [kg smd]
Q = 24216 m3d ndash nominalne natężenie przepływu ściekoacutew
Co = 332 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na dopływie do stopnia biologicznego
Ce = 15 g O2m3 ndash wartość wskaźnika BZT5 na odpływie ze stopnia biologicznego
ΔXj = 065 kg smkg BZT5 ndash jednostkowa produkcja osadoacutew
M osbiol=
103 ∙Q ∙ (C0minusC e) ∙∆ X j
1000=
103 ∙24216 ∙ (332minus15 ) ∙0651000
=5143 kgsmd
135 Masa osadoacutew inertnychMasę osadoacutew inertnych (martwych) oblicza się wg wzoru
Mosinert
=Qsdotf isdot( I ominusI e ) kg smd
gdzie
fi ndash wspoacutełczynnik uwzględniający stabilizację osadoacutew inertnych
Io ndash stężenie zawiesin inertnych w dopływie kg smm3
Ie = 0 ndash stężenie zawiesin inertnych w odpływie kg smm3
Wspoacutełczynnik fi wyznaczono z wykresu poniżej dla temperatury 20C
45
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
0 3 6 9 12 15 18 2105
06
07
08
09
1
8 st C
10 st C
15 st C
20 st C
Wiek osadu [d]
Wsp
oacutełcz
ynni
k fi
[-]
Rysunek 11 Zależność wspoacutełczynnika fi od wieku osadu i temperatury ściekoacutewfi = 075
Stężenie zawiesin inertnych w dopływie do bloku technologicznego oblicza się wg wzoroacutew
Dla oczyszczalni bez osadnikoacutew wstępnych
I o=0 13sdotChZT
15[ g smm3 ]
I o=0 26sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Dla oczyszczalni z osadnikami wstępnymi
I o=0 09sdotChZT
15[ g sm m3 ]
I o=0 16sdotBZT 5
15[ g smm3 ]
(ChZT BZT5 ściekoacutew surowych)
Przy BZT5 ściekoacutew dopływających do oczyszczalni ściekoacutew w ktoacuterej zaprojektowano osadniki wstępne wynoszącym 444 g O2m3 i ChZT 938 g O2m3
46
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
I o=0 16sdotBZT 5
15=0 16sdot444
15=47 4 g smm3
I o=0 09sdotChZT
15=0 09sdot938
15=56 3 g sm m3
Mosinert
=1 03sdot24216sdot0 75sdot56 3minus01000
=1053 kg smd
136 Masa osadoacutew mineralnychMasę osadoacutew mineralnych doprowadzanych do części biologicznej oczyszczalni oblicza się ze wzoru
Mosmin=QsdotCosdot(1minusη )sdote kg smd
gdzie
Mosmin ndash masa osadoacutew mineralnych z zawiesin doprowadzanych do części biologicznej kg smd
Co = 529 g smm3 ndash stężenie zawiesin na dopływie do stopnia mechanicznego
ndash sprawność usuwania zawiesin ogoacutelnych w stopniu mechanicznym
e = (02-03) ndash udział zawiesin mineralnych w ogoacutelnej ilości zawiesin przyjęto e = 02
137 Masa osadoacutew chemicznychMasa osadoacutew chemicznych powstałych w wyniku chemicznego strącania fosforu należy obliczyć według poniższego schematu
CPM - stężenie fosforu w ściekach kierowanych do bloku biologicznego CPM=117 gPm3
CPO - stężenie fosforu w ściekach oczyszczonych CPO=10 gPm3
∆ Xbiol - produkcja osadu ∆ Xbiol =5197 kg smd
∆ Xbi ol org - biomasa biologicznie czynna 70 ∆ Xbiol org =07 ∙5143=3600 kg smod
Łpocz =148 kgPd
Do chemicznego strącania fosforu przewidziano zastosowanie siarczanu glinu Z 1 g usuwanego
fosforu powstaje 645 g sm osadu (q j=645 g smg usuwanego P ndash tab 1)
Założono 4 wbudowanie fosforu w biomasę Zatem ilość wbudowanego fosforu wynosi
36000 ∙004=1440 kgPd
47
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Stężenie fosforu w ściekach po biologicznej defosfatacji obliczono z roacuteżnicy pomiędzy ładunkiem
fosforu na dopływie do bloku biologicznego a ładunkiem fosforu wbudowanego w biomasę osadu
czynnego
ŁK=Łpocz minusŁwbudowany kgPd
ŁK=148minus144=80 kgPd
Stężenie fosforu po biologicznej defosfatacji w ściekach
CPbiol=148 ∙1000
24216=58 gPm3
W celu obliczenia fosforu do usunięcia na drodze chemicznej należy pomniejszyć stężenie fosforu po
biologicznej defosfatacji o stężenie fosforu dopuszczalnego w ściekach oczyszczonych
∆ Pchem=58minus10=48 gPm3
Zatem dobowa ilość osadu chemicznego wyniesie
∆ Xc hem=Qnom ∙∆P ∙q j kg smd
∆ Xc h em=24216 ∙48 ∙645
1000=765kg smd
138 Masa osadoacutew z deamonifikacjiZe względu na niewielką wydajność przyrostu bakterii nitryfikacyjnych i bakterii anammox przyjęto pomijalną ilość osadoacutew produkowanych w procesie deamonifikacji
139 Całkowita masa osadoacutew wtoacuternychZatem masa osadoacutew wtoacuternych wynosi
M oswt=5143+1053+769+781=7729 kg sm
d
Tabela 15 Bilans masy osadoacutew
Lp Rodzaj osaduMasa osadoacutew [kgsmd]
ogoacutelna mineralna organiczna
1 Wstępny 8970 1794 (20) 7176 (80)
2 Nadmierny biologiczny 5143 1029 (20) 4114(80)
3 Inertny 1053 1053
4 Mineralny 769 769
48
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
5 Strącanie fosforanoacutew 765 765
Razem surowe 16699 5409 11290
Po fermentacji 12724 5950 (110) 6774 (60)
1310 Określenie objętości osadoacutew Przyjęto stałą gęstość osadoacutew = 1080 kgm3
Objętość osadoacutew po osadniku wstępnym (SM = 8970 kg smd U = 970)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus97 )lowast1080
=277m3d
Objętość osadoacutew po zagęszczaczu grawitacyjnym (SM = 8970 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 8970lowast100(100minus93 )lowast1080
=119m3d
Objętość osadoacutew po osadniku wtoacuternym (SM = 7800 kg smd U = 990)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729∙100(100minus990 ) ∙1080
=716 m3
d
Objętość osadoacutew po zagęszczaniu mechanicznym (SM = 7800 kg smd U = 940)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 7729 ∙100(100minus940 ) ∙1080
=119 m3
d
Objętość osadoacutew zmieszanych przed zamkniętą komorą fermentacyjną
(SM = 16699 kg smd)
V = 119 m3d +119 m3d = 238 m3d
Uwodnienie osadoacutew zmieszanych
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus16699 ∙100238∙1080
=935
Objętość osadoacutew po zamkniętej komorze fermentacyjnej (SM = 12724 kg smd U = 935)
V=09∙Qsur zag
V=09∙238 m3
d=214 m3
d
U=100minusSM ∙100V ∙ρ
=100minus12724 ∙100214 ∙1080
=945
49
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Objętość osadoacutew po zbiorniku nadawy (SM = 12724 kg smd U = 930)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus930 ) ∙1080
=168 m3
d
Objętość osadoacutew po stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew (SM = 12724 kg smd U = 800)
V= SM ∙100(100minusU ) ∙ ρ
= 12724 ∙100(100minus800 ) ∙1080
=59 m3
d
Rysunek 12 Schemat oczyszczalni ndash wyniki obliczeń objętości osadoacutew
14 Doboacuter urządzeń gospodarki osadowej
141 Zagęszczacze grawitacyjne osadoacutew wstępnychZagęszczacz grawitacyjny pracuje przez 24 h na dobę Czas zagęszczania t = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew wstępnych
Qoswst niezagęszczone = 277 m3d 24 = 1154 m3h
Pojemność zagęszczacza
V= 6 h x 1154 m3h = 692 m3h
OS Ideg OS IIdegA2O
ZG
ZM
POiR
POS
WKF
ZN SMOO
A
B
C
D
E
FG H
U = 96V = 277 m3d
U = 93V = 119 m3d
U = 99V = 716 m3d
U = 94V = 119 m3d
U = 935V = 238 m3d
U = 945V = 214 m3d
U = 93V = 168 m3d
U = 80V = 59 m3d
50
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Z tabeli w katalogu Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR [17] dobrano hellip zagęszczacze grawitacyjne osadu typ ZGPp-hellip o pojemności czynnej hellip m3 i średnicy hellip m
142 Zagęszczacze mechaniczne osadoacutew wtoacuternychDobowa ilość osadoacutew wtoacuternych
Qos wt niezagęszczone = 716 m3d 16 = 447 m3h ndash praca na 2 zmiany
Dobrano hellip zagęszczacze mechaniczne RoS ndash hellip firmy HUBER [18] o wydajności hellip m3h
143 Zamknięte wydzielone komory fermentacyjne (WKFz) i otwarte komory fermentacyjne (WKFo)
VWKF=Q os ∙t m3
VWKF=(Qiquestiquestnadm zag +Qwst zag )∙ t m3 iquest
V os ndash objętość osadu doprowadzanego do komory fermentacyjnej m3d
t ndash czas fermentacji d przyjęto t = 20d
VWKF=(119+119) ∙20=4759m3
Sprawdzenie dopuszczalnego obciążenia komory osadem
Ov=Gs m o
VWKFz kg s m o
m3 ∙ d
Gsmo ndash sucha masa substancji organicznych zawartych w osadzie świeżym przed fermentacją kg
smod
Ov - obciążenie objętości komory masą substancji organicznych zawartych w osadzie kg smom3 d
Ov=112904759
=237 kgs mo m3 ∙ d (mieści się w zakresie Ov = 16 ndash 48 kg smom3 d)
Ze względu na RLM gt120 000 zaprojektowano dwie komory fermentacyjne
VWKF=V2m3
VWKF=4759
2=23795m3
51
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
Gabaryty komoacuter fermentacyjnych
1 Założono stosunek wysokości części walcowej (H) do średnicy komory (D) roacutewny 05
V= π D2
4∙H
HD
=05⟶H=05 D
V= π D3
8
D= 3radic 8Vπ
D=1859m⟶18m
H=05D
H=9m przyjętoH=10m
2 Założono stosunek wysokości części stożkowej (h) do średnicy komory (D) roacutewny 02
hD
=02rarrh=02D
h = 36 m przyjęto h = 4 m
3 Przyjęto średnicę dna komory (d1) roacutewną 2 m
4 Przyjęto średnicę sklepienia komory (d2) roacutewną 8m
5 Wyznaczenie rzeczywistej wysokości dolnej części stożkowej (h1) oraz goacuternej części
stożkowej (h2)
h12=h (Dminusd12 )
Dm
h1=4 (18minus2 )
18=35m
52
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
h2=4 (18minus8 )
18=20m
Wyznaczenie rzeczywistych parametroacutew WKF
V cz=π D2
4∙ H m3
V cz=314 ∙182
4∙10=254340m3
V c=V cz+V 1+V 2
V 12=13∙ π h12( D2+D∙d12+d12
2
4 )V 1=
13∙314 ∙35( 182+18∙2+2
2
4 )=33336 m3
V 2=13∙314 ∙2(182+18 ∙8+8
2
4 )=27841m3
V c=254340+33336+27841=315517m3
Dobrano dwie komory fermentacyjne o następujących parametrach
bull Objętość czynna ndash 254340 m3
bull Objętość całkowita ndash 315517 m3
bull Wysokość całkowita ndash 155 m
bull Średnica komory ndash 18 m
144 Zbiorniki nadawyCzas uśredniania składu osadoacutew T = 6 h
Dobowa ilość osadoacutew przefermentowanych
Qos przefermentowane = 214 m3d
Objętość zbiornikoacutew nadawy wynosi V=6h∙
214 m3
d24
=535m3h
Z katalogu ustaleń unifikacyjnych Centrum Techniki Komunalnej ndash system UNIKLAR 77 [17] dobrano hellip zbiorniki ZGPP ndash hellip o średnicy hellip m i pojemności helliphellip m3 każdy
53
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
145 Stacja mechanicznego odwadniania osadoacutew (SMOO)Dobowa ilość osadoacutew po zbiorniku nadawy
Qos po ZN = 168 m3d
Objętość osadu podawanego do stacji mechanicznego odwadniania osadoacutew wynosi
V=168 m3
d16
=105 m3
h
Z katalogu [21] dobrano hellip urządzeń RoS ndashhellip firmy HUBER o wydajności hellip m3h
ZAKRES DO WYKONANIA NA ZAJĘCIACH 4
15 Opis techniczny
16 Sprawdzenie obliczeń z wykorzystaniem narzędzi komputerowych
17 Analiza projektu z wykorzystaniem modelowania matematycznego
54
