Справочное пособие к СНиП. Проектирование сооружений для очистки сточных вод

СПРАВОЧНОЕ ПОСОБИЕ К СНиП

ПРОЕКТИРОВАНИЕ СООРУЖЕНИЙ ДЛЯ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД

Рекомендовано к изданию Научно-техническим советом ВНИИ ВОДГЕО Госстроя СССР.

Редактор З.С. Шестопалова.

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

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

1. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД

Усреднители

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

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

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

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

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

залповые сбросы высококонцентрированных сточных вод;

циклические колебания;

случайные колебания произвольного спектра.

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

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

Типы и конструкции усреднителей

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

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

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

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

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

КОНСТРУКЦИИ УСРЕДНИТЕЛЕЙ РАЗЛИЧНОГО ТИПА

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

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

Усреднитель-смеситель барботажного типа

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

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

w_{0} = q_{en}/\mu \sqrt{2gh_{0}n} . (1)

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

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

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

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

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

L = w_{W}t_{min} , (2)

с учетом графика поступления концентрации загрязнений по часам суток.

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

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

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

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

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

При расчете принимаются:

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

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

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

Таблица 1

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

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

При среднем перепаде давления на перфорированных отверстиях \Delta H = 1\text{кПа} максимальные потери в барботере не более \Delta H_{\text{м}} = 2\text{кПа} , а при \Delta H = 4\text{кПа} — не более \Delta H_{\text{м}} = 7\text{кПа} .

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

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

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

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

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

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

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

Многоканальные усреднители

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

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

8 — аккумулирующая емкость; 9 — водослив

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

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

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

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

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

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

q_{i}/q_{W} = [(2n - 1)/n(n - 1)] - 2i/(n^{2} - 1) . (3)

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

{}_{iset}^{b/B = 3(i - 0,5)}{^{[(2n - 1)/n] - 2i/(n + 1)}}^{/n(n - 1)} . (4)

Порядок расчета многоканального усреднителя

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

2. Расчет объема многоканального усреднителя W_{es} (для q_{min} ) с учетом характера поступления концентрации загрязнений: залповый, циклический или произвольный. См. формулы (25) - (29) СНиП 2.04.03-85.

3. Определение общего объема сооружения: W = W_{reg} + W_{es} .

4. Определение размеров усреднителя, в плане B x H x L в соответствии с граничными условиями.

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

6. Расчет расхода q_{i} по каждому каналу по формуле (3).

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

Распределительный лоток с донными выпусками рассчитывается с учетом следующих положений:

горизонтальное расположение дна лотка;

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

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

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

q_{i} = w_{0} \sqrt{2gh_{0}} . (5)

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

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

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

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

оборудованный отстойной зоной

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Модернизация существующих конструкций может быть осуществлена использованием следующих мероприятий;

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

интенсифицировать работу системы перемешивания;

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

ОТСТОЙНИКИ

Общие сведения

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

общее количество сточных вод, м3/ч;

температура сточных вод, °C;

периодичность образования сточных вод;

тяжелые механические примеси, мг/л;

нефтепродукты, масла, мг/л;

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

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

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

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

1 — h = 200 мм; 2 — h = 500 мм

Таблица 2

Показатель степени n_{2} , зависящий от природы загрязнений, в том числе и от агломерируемости взвесей для промышленных сточных вод, определяется по полученным экспериментально кривым кинетик отстаивания в слоях h_{1} и h_{2}

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

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

Расчет отстойников

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

N = q_{W}/q_{set} . (7)

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

устройствами

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

B_{p} = m \sqrt{R_{\text{л}}^{2} - l_{\text{л}}^{2}} , (8)

где m = 1/11; 1/12;

где b_{\text{з}} — зазор между стенкой и фермой (b_{\text{з}} = 0,1 - 0,15\text{м}) ;

l_{\text{л}} — удаление расчетного створа лотка от центра отстойника. Количество струенаправляющих лопаток n_{\text{л}} определяется конструктивно при соблюдении следующего соотношения:

2r_{\text{л}} - (2n_{\text{л}} + 1) = L_{p} , (10)

где r_{\text{л}} = 0,1 - 0,125\text{м} .

Число лопаток n_{\text{л}} не следует принимать более 24 шт. Изменение высоты водослива по длине водоприемного лотка зависит от изменения по радиусу расхода воды, удаляемой из отстойника. Высота водослива h_{\text{сб}} по мере удаления от центра отстойника рассчитывается по формуле затопленного водослива с тонкой стенкой

h_{\text{сб}} = 1,24(\frac{q_{set}}{R_{set}^{2}} l_{B})^{2/3} . (11)

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

T = \frac{1000H_{set}K_{set}}{U_{0}} . (12)

Тонкослойные отстойники

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

1.12. При расчете отстойника, работающего по перекрестной схеме (рис. 3) расчетными величинами являются длина яруса L_{bl} и производительность отстойника q_{set} . Длина яруса L_{bl} , м, определяется по формуле

L_{bl} = \frac{v_{W}h_{ti}}{U_{0}} K_{dis} , (13)

где v_{W} — скорость потока воды в ярусе отстойника, мм/с, применяемая по табл. 31 СНиП 2.04.03-85;

h_{ti} — высота яруса, м, по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 (при высоких концентрациях загрязнений рекомендуется принимать бульшие значения);

K_{dis} — коэффициент сноса выделенных частиц (при плоских пластинах K_{dis} = 1,2 ; при рифленых пластинах K_{dis} = 1 );

u_{0} — гидравлическая крупность задерживаемых частиц, которую рекомендуется определять в слое, равном высоте яруса h_{ti} .

по перекрестной схеме удаления осадка

Производительность отстойника q_{set} определяется по формуле

q_{set} = 7,2K_{set}H_{bl}L_{bl}B_{bl}U_{0}/K_{dis}h_{ti} , (14)

где B_{bl} — ширина тонкослойного блока, назначается исходя из допустимого прогиба листа, выбранного для тонкослойного блока (\Delta\delta = 3 - 5\text{мм}) при наклоне под углом сползания осадка.

Строительная ширина B_{\text{стр}} , м, отстойника определяется по формуле

B_{\text{стр}} = 2B_{bl} + b_{1} + 2b_{2} , (15)

где b_{1} = 0,25\text{м} ;

b_{2} = 0,05 - 0,1\text{м} .

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

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

где h_{\text{з}} — высота, необходимая для расположения рамы, на которой устанавливаются блоки ( h_{\text{з}} = 0,2 - 0,3\text{м} ; h_{\text{м}} = 0,1\text{м} ).

Строительная длина тонкослойного отстойника L_{\text{стр}} (см. рис. 3) определяется по формуле

L_{\text{стр}} = L_{bl} + l_{1} + l_{2} + 2l_{3} + l_{4} . (16)

Зона длиной l_{1} служит для выделения крупных примесей. Объем зоны рассчитывается на 2 — 3-минутное пребывание потока

l_{1} = q_{set}t/(60H_{bl}B_{\text{стр}}K_{set}) , (17)

где K_{set} — коэффициент использования зоны, принимаем равным 0,3;

при применении пропорционального устройства l_{2} = 0,2\text{м} , если распределение осуществляется дырчатой перегородкой l_{2} = 0 ;

l_{3} = 0,2 - 0,25\text{м} ;

l_{4} = 0,15 - 0,2\text{м} .

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

(масла, нефтепродукты и т.п.)

Длину пластины L_{bl} можно определить по формуле

L_{bl} = v_{W}h_{ti}/U_{0} , (18)

где v_{W} — скорость потока в ярусе;

h_{ti} — высота яруса. Данные параметры задаются по табл. 31 СНиП 2.04.03-85.

Производительность одной секции рассчитывается по формуле (36) СНиП 2.04.03-85, для которой H_{bl} определяется по формуле

H_{bl} = n_{ti}b_{n} , (19)

где n_{ti} — количество ярусов в блоке, которое назначается из конструктивных соображений; b_{n} — определяется по формуле

b_{n} = h_{ti}cos\alpha . (20)

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

За расчетные параметры тонкослойного отстойника (см. рис. 5) следует принимать длину пластин в блоке L_{bl} и длину расположения тонкослойных блоков (модулей) L_{b} . Величина L_{bl} определяется так же, как и в предыдущем случае по формуле (18), а L_{b} — по формуле

L_{b} = q_{set}/(3,6K_{set}v_{W}B_{bl}) , (21)

где q_{set} — расход сточных вод на секцию, м3/ч.

Общая длина L_{\text{стр}}^{\text{о}} отстойника определяется по формуле

L_{\text{стр}}^{\text{о}} = L_{b} + l_{1}^{\text{п}} + l_{2}^{\text{п}} + l_{3}^{\text{п}} + l_{4}^{\text{п}} + l_{\text{л}}^{\text{п}} , (22)

где l_{1}^{\text{п}} — длина зоны определяется из условия формирования потока перед распределением между ярусами. В этом же объеме происходит выделение крупных механических примесей, при этом l_{1}^{\text{п}} принимается в интервале 1 — 1,5 м;

l_{2}^{\text{п}} = L_{bl}sin(90 - \alpha) ;

l_{3}^{\text{п}} = 0,3\text{м} ;

l_{4}^{\text{п}} = 0,05 - 0,1\text{м} ;

l_{\text{л}}^{\text{п}} = 0,4 - 0,5\text{м} .

Общая глубина воды в отстойнике H_{\text{стр}} , м, определяется как сумма высот различных зон

H_{\text{стр}} = h_{\text{м}} + h_{2} + h_{3} + h_{4} + h_{5} , (23)

где h_{2} = L_{bl}sin\alpha ; (24)

h_{\text{м}} \geq 0,1\text{м} ;

h_{3} = 0,2 - 0,5\text{м} ;

h_{4} = 0,1 - 0,2\text{м} ;

h_{5} = 0,3\text{м} .

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

Реконструкция обычных отстойников в тонкослойные

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

При дополнении тонкослойными блоками вертикальных отстойников, при известных габаритах отстойника L_{set} и B_{set} или D_{set} , заданной крупности задерживаемых частиц U_{0} расчетной величиной является длина пластин L_{bl} , которая при заданной высоте яруса h_{ti} рассчитывается по формуле (18), или высота яруса h_{ti} рассчитывается по заданной длине пластин по той же формуле. Производительность отстойника рассчитывается по формуле

q_{set} = 3,6K_{set} \frac{F_{set}H_{bl}U_{0}}{h_{ti}} ; (25)

F_{set} = L_{set}B_{set} или F_{set} = 0,785D_{set} ; H_{bl} = L_{bl}sin\alpha . (26)

Когда производительность отстойника известна и требуется лишь увеличить эффективность очистки \text{Э}_{\text{тр}} , по лабораторным анализам кинетики отстаивания изучаемой воды определяется гидравлическая крупность частиц. Далее, задаваясь высотой яруса h_{ti} , по формуле (25) определяется высота H_{bl} , на которой должны быть расположены тонкослойные элементы, а затем по формуле (26) рассчитывается длина пластины и проверяется по формуле (18) скорость потока в ярусе.

При дополнении существующих радиальных отстойников тонкослойными блоками (модулями) (рис. 6), когда известны геометрические размеры отстойника и его производительность, а требуемая степень очистки задана гидравлической крупностью частиц U_{0} , которые необходимо выделить, расчетными параметрами являются длина пластины в блоке L_{bl} , высота блока H_{bl} и число ярусов в блоке n_{ti} . Величина L_{bl} рассчитывается по формуле (18) при заданной высоте яруса h_{ti} . Высота блока H_{bl} рассчитывается по следующей зависимости:

H_{bl} = \frac{q_{set}h_{ti}}{3,6K_{set}\pi D_{1}L_{bl}U_{0}} , (27)

где K_{set} — коэффициент использования объема, определяется по табл. 31 СНиП 2.04.03-85, как для радиальных отстойников;

D_{1} — диаметр расположения блоков.

дополненного тонкослойными блоками (модулями)

Затем определяется число ярусов в блоке (модуле)

n_{ti} = H_{bl}/h_{ti}cos\alpha . (28)

Примеры расчета отстойников

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

Исходные данные: расход сточных вод q_{w} — 1000 м3/ч; температура T_{W} — 30 °C; расход сточных вод постоянен в течение суток. Исходная концентрация тяжелых механических примесей — 200 мг/л; маслопродуктов — 50 — 60 мг/л; плотность тяжелых загрязнений — 5 г/см3; маслопродуктов — 0,8 г/см3; кинетики отстаивания механических примесей тяжелее воды расчетной концентрацией в различных слоях воды показаны на рис. 2.

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

В проекте принимаются отстойники с рабочей глубиной отстаивания H_{set} = 1,5\text{м} . Определение расчетной гидравлической крупности исходя из заданных параметров производится в следующем порядке:

по заданным величинам концентраций механических примесей в исходной и осветленной воде определяем требуемый эффект очистки \text{Э}_{\text{тр}}

\text{Э}_{\text{тр}} = 100(200 - 60)/200 = 70\% ;

по кривым кинетики отстаивания (см. рис. 2) определяется продолжительность отстаивания t_{1} = 13,5\text{мин}(810\text{с}) ; t_{2} = 17,5\text{мин}(1050\text{с}) , при которых в слоях воды h_{1} = 200\text{мм} и h_{2} = 500\text{мм} достигается требуемый эффект;

после этого по формуле (6) определяется показатель степени n_{2}

n_{2} = (lg1050 - lg810)/(lg500 - lg200) = 0,3 ;

затем по формуле (30) СНиП 2.04.03-85 определяется гидравлическая крупность U_{0} частиц взвесей, которые должны быть выделены в отстойнике, при этом K_{set} = 0,5 (по табл. 31 СНиП 2.04.03-85), если температура сточных вод, поступающих на отстойники, будет такая же, какая была обеспечена при экспериментальном определении кинетик отстаивания, например T_{W} = 20^{\circ}C :

Поскольку температура сточных вод, поступающих на отстойник T_{W} = 30^{\circ}C , требуется внести поправку:

U_{0}^{T} = 0,63 \cdot 1,005/0,801 = 0,79\text{мм}/\text{с} .

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

Пример 2. Для очистки городских сточных вод требуется рассчитать отстойник с вращающимся сборно-распределительным устройством, который должен обеспечивать 60%-ное задержание механических загрязнений, при исходной концентрации 300 мг/л. Расчетная температура воды составляет 20 °C, плотность осадка 2,6 г/см3.

Задаемся диаметром отстойника D_{set} = 24\text{м} , в котором высота отстаивания H_{set} = 1\text{м} .

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

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

q_{set} = 2,8 \cdot 0,85(24^{2} - 1^{2})0,76 = 1042\text{м}^{3}/\text{ч} .

По формуле (12) определяется период вращения водораспределительного устройства

T = 1000 x 1 x 0,85/0,76 = 1118,4 с = 18,6 мин.

Определив по формуле (9) величину R_{\text{л}} = (24/2) - 0,15 = 11,85 и задавшись значениями m = 1/12; b_{\text{з}} = 0,15 и b_{\text{л}} по формулам (8) и (11), рассчитываем ширину распределительного лотка B_{p} и высоту водослива h_{\text{сб}} по створам. Для удобства результаты расчета сводим в табл. 3.

Таблица 3

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

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

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

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

По кривым кинетики отстаивания в слое воды, равном высоте яруса h_{ti} = 0,1\text{м} , находим, что гидравлическая крупность тяжелых механических взвесей, которые требуется выделить, составляет

Гидравлическая крупность нефтепродуктов

U_{0}^{\text{н}} = (0,1 \cdot 1000)/330 = 0,3\text{мм}/\text{с} .

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

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

L_{bl} = \frac{7 \cdot 0,1}{0,2} 1,2 = 4,2\text{м} .

Из условия допустимого прогиба (\Delta\delta = 3 - 5\text{мм}) наклоненной под углом 45° пластины принимаем ширину блока B_{bl} = 0,75\text{м} . Таким образом, максимальная ширина пластины в блоке будет B_{bl}cos\alpha = 0,75 \cdot 1,41 = 1,060\text{м} . Задаемся высотой блока с параллельными пластинами H_{bl} = 1,5\text{м} .

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

q_{set} = 7,2 \cdot 0,75 \cdot 1,5 \cdot 0,75 \cdot 4,2 \frac{0,2}{1,2 \cdot 0,1} = 42,5\text{м}^{3}/\text{ч} .

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

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

H_{\text{стр}} = 1,5 + 0,3 + 0,1 + 0,3 = 2,2\text{м} .

Длина зоны грубой очистки l_{1} по формуле (17)

Строительная длина секции L_{\text{стр}} по формуле (16)

L_{\text{стр}} = 4,2 + 1,75 + 0,2 + 2 \cdot 0,2 + 0,15 = 6,7\text{м} .

Определяется часовой расход сточных вод с учетом коэффициента часовой неравномерности

q_{W} = (1200 \cdot 1,1)/16 = 82,5\text{м}^{3}/\text{ч} .

Исходя из общего количества сточных вод, определяется количество секций тонкослойного отстойника

N = 82,5/42,5 = 1,94 \approx 2\text{секции} .

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

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

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

Q_{mud} = \frac{(700 - 50)82,5}{(100 - 96)1,9 \cdot 10^{4}} = 0,7\text{м}^{3}/\text{ч} .

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

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

Расчет ведется для случая очистки нефтесодержащих сточных вод НПЗ, когда для обеспечения снижения содержания нефтепродуктов до 50 — 70 мг/л из воды должны быть удалены глобулы нефти гидравлической крупностью U_{0}^{\text{н}} = 0,3\text{мм}/\text{с} , которая определена при отстаивании в слое воды h = 100 мм. Расход сточных вод q_{W} постоянен и составляет 600 м3/ч, температура воды 20 °C.

Приняв по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 высоту яруса h = 0,1 м и скорость рабочего потока v_{W} = 5\text{мм}/\text{с} , определяем по формуле (18) длину пластины в ярусе

L_{bl} = 5 \frac{0,1}{0,3} = 1,67 \approx 1,7\text{м} .

Задавшись углом наклона пластин, определенным экспериментально, \alpha = 45^{\circ} , определяем расстояние между пластинами

b_{\text{п}} = 0,1 \cdot 1/ \sqrt{2} = 0,07\text{м} .

Задаемся количеством ярусов в блоке (модуле) из условия простоты монтажа n_{ti} = 15\text{шт}. Определяем высоту блока по формуле (19)

H_{bl} = 0,07 \cdot 15 = 1,05\text{м} .

Ширина блока B_{bl} определяется из условия ширины материала листа и условий монтажа. Назначаем ширину одной секции отстойника

B_{set} = B_{bl} = 6\text{м} .

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

q_{set} = 3,6 \cdot 0,55 \cdot 1,05 \cdot 6 \cdot 5 = 62,4\text{м}^{3}/\text{ч} .

Толщиной пластин в блоке при технологическом расчете можно пренебречь.

Исходя из расхода сточных вод определяем количество секций отстойника

N = 600/62,4 = 9,6 \approx 10\text{шт}.

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

H_{bl}/sin\alpha = l_{2} = 1,05/0,707 = 1,48 \approx 1,5\text{м} ;

h_{1} = 0,5\text{м} из условия более равномерного сброса очищенной воды;

l_{2} = H_{bl}cos\alpha + lsin\alpha = 1,05 \cdot 0,707 + 1,7 \cdot 0,707 = 1,94\text{м} ;

h_{3} = 0,5\text{м} из условия равномерности распределения воды между ярусами блока. Таким образом H_{\text{об}} = 0,5 + 1,94 + 0,5 = 2,94\text{м} .

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

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

U_{0}^{t} = 0,2 \cdot 1,005/0,8007 = 0,25\text{мм}/\text{с} .

По формуле (18) определяем длину пластины в ярусе L_{bl} , задавшись предварительно по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 высотой яруса h_{ti} = 0,1\text{м} и скоростью потока в ярусе v_{W} = 5\text{мм}/\text{с}

L_{bl} = (5 \cdot 0,1)/0,25 = 2\text{м} .

Назначаем угол наклона пластин, определенный экспериментально: \alpha = 50^{\circ} .

Задаемся количеством секций отстойника N = 5 и определяем производительность одной секции q_{set} = 500/5 = 100\text{м}^{3}/\text{ч} .

Задаемся шириной одной секции B_{bl} = 3\text{м} .

По формуле (21) определяем длину зоны L_{b} тонкослойного отстаивания, если коэффициент использования ее объема в соответствии с табл. 31 СНиП 2.04.03-85 K_{set} равен 0,5:

L_{b} = 100/(3,6 \cdot 0,5 \cdot 5 \cdot 3) = 3,7\text{м} .

Задаем длину зон тонкослойного отстойника (см. рис. 5): l_{1}^{\text{п}} = 1,5\text{м} ; l_{2}^{\text{п}} = 2sin(90^{\circ} - 50^{\circ}) = 2 \cdot 0,64 = 1,28 ; l_{3}^{\text{п}} = 0,3\text{м} ; l_{4}^{\text{п}} = 0,1\text{м} ; l_{\text{л}}^{\text{п}} = 0,5\text{м} ; а затем по формуле (22) определяем общую рабочую длину отстойника

L_{\text{стр}}^{0} = 3,7 + 1,5 + 1,28 + 0,3 + 0,1 + 0,5 = 7,38 \approx 8\text{м} .

По формуле (23) определяем общую глубину воды в отстойнике H_{\text{стр}} , предварительно задавшись высотой зон: h_{1}^{\text{п}} = 0,1 ; h_{2}^{\text{п}} = 2sin50^{\circ} = 2 \cdot 0,77 = 1,54 ; h_{3}^{\text{п}} = 0,3 ; h_{4}^{\text{п}} = 0,2 ; h_{5}^{\text{п}} = 0,3 ;

H_{\text{стр}} = 0,1 + 1,54 + 0,3 + 0,2 + 0,3 = 2,44 = 2,5\text{м} .

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

Q_{mud} = (1000 - 200)500/(100 - 96)2,6 \cdot 10^{4} = 3,85\text{м}^{3}/\text{ч} .

Пример 6. Необходимо повысить эффективность работы действующего радиального отстойника D_{set} = 30\text{м} , на который подается расход воды q_{set} = 1000\text{м}^{3}/\text{ч} . При этой производительности в отстойнике задерживаются частицы гидравлической крупностью U_{0} = 1\text{мм}/\text{с} , что не удовлетворяет предъявляемым требованиям. Анализ характеристики загрязнений показал, что требуемый эффект очистки обеспечивается при выделении примесей гидравлической крупностью 0,25 мм/с и более.

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

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

Приняв по табл. 33 СНиП 2.04.03-85 скорость потока v_{W} = 5\text{мм}/\text{с} и высоту яруса h_{ti} = 0,07\text{м} по формуле (18), определяем длину пластин в блоке

L_{bl} = 5 \cdot 0,07/0,25 = 1,4\text{м} .

Задавшись диаметром D_{1} = 27\text{м} , на котором предполагается расположить блоки с параллельными пластинами, по формуле (27) определяем высоту блока, при коэффициенте использования объема K_{set} = 0,45 , определяемого по табл. 31 СНиП 2.04.03-85

H_{bl} = \frac{1000 \cdot 0,07}{3,6 \cdot 0,45 \cdot 3,14 \cdot 27 \cdot 1,4 \cdot 0,25} = 1,47 \approx 1,5\text{м} .

Рассчитываем количество ярусов в блоке (модуле)

Гидроциклоны

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

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

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

с периферийным отбором очищенной воды

Величину конструктивных параметров ( D_{hc}d_{en} и т.д.), входящих в расчетные зависимости, следует назначать по табл. 4. Производительность одного аппарата рассчитывается по формуле (41) СНиП 2.04.03-85:

Q_{hc} = 0,785q_{hc}D_{hc}^{2} .

Таблица 4

<*> Над чертой показан размер нижней диафрагмы пары ярусов, под чертой — верхней.

Исходя из общего количества сточных вод Q_{W} определяется количество рабочих единиц гидроциклонов: N = Q_{W}/Q_{hc} . После назначения диаметра аппарата и определения их количества по табл. 4 определяются основные размеры гидроциклона.

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

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

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

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

Напорные гидроциклоны

1.16 Посредством напорных гидроциклонов успешно решаются следующие технологические задачи:

осветление сточных вод, например стекольных заводов, автохозяйств (удаление песка, глины и других минеральных компонентов), литейных производств (удаление компонентов формовочной земли), нефтепромыслов (удаление нефтепродуктов и шлама), мясокомбинатов (удаление жира, твердой фазы минерального и органического происхождения), сточных вод свиноводческих промышленных комплексов (удаление частиц минерального происхождения) и т.д.;

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

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

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

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

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

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

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

при свободном истечении верхнего и нижнего продуктов в атмосферу P_{ex} = P_{a} ; P_{\text{шл}} = P_{a} ;

при наличии противодавления со стороны сливного трубопровода и свободном истечении шлама P_{ex}>P_{a} ; P_{\text{шл}} = P_{a} ;

при противодавлении со стороны сливного и шламового трубопроводов P_{ex}>P_{a} ; P_{\text{шл}}>P_{a} .

Режимы работы гидроциклонов учитываются при расчете конструктивных и технологических параметров.

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

Рис. 10. Схема напорного гидроциклона

Наибольшие значения коэффициентов корреляции имеют следующие параметры: диаметр цилиндрической части гидроциклона D_{hc} ; площадь питающего патрубка F_{en} ; диаметры сливного и шламового патрубков d_{ex} , d_{\text{шл}} ; высота цилиндрической части H_{\text{ц}} , угол конусности конической части \alpha , перепад давления в гидроциклоне \Delta P = P_{en} - P_{ex} , концентрации суспензии на входе в гидроциклон C_{en} , размеры и плотность частиц твердой фазы суспензии d_{\text{ср}}\rho_{\text{т}} .

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

диаметр питающего d_{en} и сливного d_{ex} патрубков должны отвечать соотношениям d_{en}/d_{ex} = 0,5 - 1 ; d_{en}/D_{hc} = 0,12 - 0,4 ;

d_{en} \leq (\frac{D_{hc} - d_{ex}}{2}) - \Delta ,

где \Delta — толщина стенки сливного патрубка;

d_{\text{шл}} — диаметр шламового патрубка назначается из соотношения d_{\text{шл}}/d_{ex} = 0,2 - 1,0 (для предупреждения засорения шламового патрубка его минимальный диаметр должен в 6 — 8 раз превышать максимальный размер частиц загрязнений);

H_{\text{ц}} — высота цилиндрической части для гидроциклонов осветлителей должна приниматься: H_{\text{ц}} = (2 - 4)D_{hc} ; для гидроциклонов сгустителей: H_{\text{ц}} = (1 - 2)D_{hc} .

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

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

Рис. 11. Схема трехпродуктового напорного гидроциклона

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

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

Таблица 5

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

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

Таблица 6

<*> ГН — гидроциклон напорный с монолитными элементами, ГНС — со сборными элементами рабочей камеры.

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

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

Аппарат рекомендуется к применению в технологических процессах очистки производственных сточных вод литейных, стекольных и керамических производств и т.д. Опытно-экспериментальный завод Дзержинского филиала Ленниихиммаш изготавливает батарейные гидроциклоны, включающие шесть единичных гидроциклонов D_{hc} = 125\text{мм} ( d_{en} = 25\text{мм} ; d_{ex} = 35\text{мм} ; d_{\text{шл}} = 12\text{мм} ; \alpha = 10^{\circ} ). С целью сокращения расхода шлама и повышения надежности работы батареи единичные гидроциклоны снабжаются автопульсирующими шламовыми патрубками.

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

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

Таблица 7

<*> Мультигидроциклоны первого выпуска.

<**> Модернизированная конструкция мультигидроциклонов.

Единичные аппараты изготовляют из пластмасс. Основные геометрические размеры и технологические параметры мультигидроциклонов приведены в табл. 7. Назначение аппаратов: разделение суспензий картофеле- и кукурузокрахмального производства. В технологии очистки сточных вод мультигидроциклонов ЦНИИКПП рекомендуется применять для механической очистки промышленных стоков, содержащих минеральные частицы размером \delta = 200\text{мкм} и плотностью \rho_{\text{т}} = 2,7\text{г}/\text{см}^{3} .

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

1.28. По кривой кинетики отстаивания (рис. 12) по заданному эффекту очистки определяется охватывающая гидравлическая крупность U_{0} , мм/с:

U_{0} = h/t , (29)

затем из точки на оси ординат, соответствующей требуемому эффекту очистки, проводится касательная к кривой Э = f(t), из точки касания опускается перпендикуляр на ось абсцисс и по найденному времени t_{\text{гр}} определяется граничная гидравлическая крупность U_{\text{гр}} задерживаемых частиц, мм/с:

U_{\text{гр}} = h/t_{\text{гп}} , (30)

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

\delta_{\text{гр}} = \sqrt{\frac{18\mu U_{\text{гр}}}{100(\rho_{\text{т}} - \rho_{\text{ж}})g}} . (31)

( C_{0} = 300\text{мг}/\text{л} ; h = 200 мм)

1.29. После определения граничной крупности частиц, которые требуется выделить по табл. 5 - 7, подбирается диаметр гидроциклона, в котором эти частицы могут быть выделены, назначаются размеры его основных узлов d_{en} , d_{ex} , d_{\text{шл}} , H_{\text{ц}}\alpha H_{\text{к}} (см. рис. 10) и назначается давление P_{en} , под которым исходная вода будет подаваться на гидроциклоны. Затем исходя из заданных размеров гидроциклона рассчитывается граничная крупность разделения, мкм:

\delta_{\text{гр}} = 2,7 \cdot 10^{3} \frac{D_{hc}^{0,543}d_{en}^{1,643}d_{ex}^{0,014}\mu^{0,5}}{d_{\text{шл}}^{0,572}H_{\text{ц}}^{0,507}H_{\text{к}}^{0,714}(\rho_{\text{т}} - \rho_{\text{ж}})^{0,5}P_{en}^{0,222}} . (32)

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

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

Q_{en} = 1,03D_{hc}^{0,053}d_{en}^{1,28}d_{ex}^{0,405}d_{\text{шл}}^{0,143}H_{\text{ц}}^{0,015}\alpha^{0,025}P_{en}^{0,443} . (33)

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

1.32. Потери воды с выделенным осадком, удаляемым через шламовую насадку d_{\text{шл}} , л/с, определяются по уравнению

q_{\text{шл}} = 0,026 \frac{D_{hc}^{1,45}d_{en}^{0,24}d_{\text{шл}}^{0,286}H_{\text{ц}}^{0,09}}{d_{ex}^{2,318}\alpha^{0,46}P_{en}^{0,32}} . (34)

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

Примеры расчета гидроциклонов

Пример 7. Требуется рассчитать открытый гидроциклон для очистки сточных вод, образующихся при мойке грузовых автомобилей. Расход сточных вод составляет 50 м3/ч. Гидроциклон применен на первой ступени очистки и должен задерживать частицы гидравлической крупностью 0,3 мм/с.

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

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

q_{hc} = 3,6 \cdot 1,98 \cdot 0,3 = 2,14\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) .

Определяем общую площадь зеркала воды в гидроциклонах

F_{hc} = 50/2,14 = 23,4\text{м}^{2} .

Задавшись диаметром гидроциклона D_{hc} = 3\text{м} , рассчитываем их количество N, шт.:

Принимаем 3 гидроциклона диаметром D_{hc} = 3\text{м} .

По табл. 4 рассчитываем все конструктивные размеры гидроциклона с конической диафрагмой и внутренним цилиндром (графа 5): высота цилиндрической части H_{hc} = 3\text{м} ; диаметр впускного патрубка d_{en} = 150\text{мм} ; количество патрубков n = 2; угол конической части \alpha = 60^{\circ} ; угол конуса диафрагм \beta = 90^{\circ} ; диаметр центрального отверстия в диафрагме d_{d} = 1,5\text{м} ; диаметр внутреннего цилиндра D_{1} = 2,64\text{м} ; высота внутреннего цилиндра H_{1} = 3\text{м} ; высота водосливной стенки H_{2} = 0,5\text{м} , диаметр водосливной стенки D_{2} = 3,2\text{м} ; диаметр водопогруженного щита D_{3} = 3\text{м} .

Выбираем материал для изготовления гидроциклона.

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

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

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

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

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

Расчет производится в следующем порядке.

Задаемся диаметром гидроциклона D_{hc} = 5\text{м} .

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

q_{hc} = 3,6 \cdot 0,75 \cdot 0,3 \frac{5^{2} - (1 + 0,7)^{2}}{5^{2}} = 0,7\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) .

Зная диаметр аппарата (D_{hc} = 5\text{м}) , определим расход воды, который может подаваться на один ярус:

q_{h}\prime_{c} = 0,785 \cdot 5^{2} \cdot 0,7 = 13,73\text{м}^{3}/\text{ч} .

Определяем количество ярусов

n_{ti} = 1200/13,73 = 87,4 \approx 88\text{шт} .

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

N = 88/15 \approx 6\text{шт} .

По табл. 4 назначаем основные размеры аппарата.

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

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

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

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

Задаемся следующими параметрами гидроциклона: диаметр гидроциклона D_{hc} = 5\text{м} ; диаметр центрального отверстия верхней диафрагмы прямоточного яруса d_{d} = 1\text{м} ; высота ярусов h_{ti} = 0,12\text{м} .

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

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

Зная диаметр аппарата (D_{hc} = 5\text{м}) , определим расход воды, который может подаваться на один ярус

Q_{hc} = F_{hc}q_{hc} = \frac{\pi D_{hc}^{2}}{4} q_{hc} = 5^{2} \cdot 0,679 = 13,33\text{м}^{3}/\text{ч} .

Определим количество ярусов

n_{ti} = 680/13,33 = 51\text{шт} .

Задавшись количеством пар ярусов в гидроциклоне n_{1} = 15\text{шт}. , определим количество аппаратов

N = 51/15 = 3,4 \approx 4\text{шт}.

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

высоту цилиндрической части определяем исходя из количества ярусов H_{\text{ц}} = 2h_{ti}n_{ti} + 400 = 4000\text{мм} ; количество впусков n_{en} = 3 ; угол конической части, \alpha = 60^{\circ} ; угол конуса диафрагм \beta = 50^{\circ} ; диаметр центрального отверстия, d_{d} = 1\text{м} ; высоту ярусов принимаем h_{ti} = 0,12\text{м} ; зазор между корпусом и диафрагмой \Delta D = 0,1\text{м} ; скорость потока на входе v_{en} = 0,3\text{м}/\text{с} ; размер впускной щели: высота 0,12 м; ширина 13,3 x 1000/0,3 x 3600 = 12 мм; высота водосливной стенки H_{2} = 0,5\text{м} .

Пример 10. Требуется запроектировать очистные сооружения фасонно-формовочного цеха, сточные воды которого в основном представлены пылевидными частицами песка, глины, шлака, формовочной земли и т.д. Расход сточных вод в среднем составляет 120 м3/ч. Концентрация взвешенных веществ изменяется в пределах 1500 — 3000 мг/л. Кривая кинетики отстаивания приведена на рис. 12. По требованиям производств эту воду необходимо очистить до 10 мг/л, т.е. 99,7%. Подобные жесткие требования диктуются условиями предохранения плунжерных насосов от абразивного износа. Этими насосами очищенная сточная вода будет подаваться в технологический процесс. Температура воды 20 °C; pH = 6 — 7. Удельный вес механических загрязнений в среднем равен: \rho_{\text{т}} = 2,6\text{г}/\text{см}^{3} .

Расход воды следует считать постоянным в течение суток.

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

По кривой кинетики отстаивания (см. рис. 12) по заданному эффекту Э = 80% определяем охватывающую гидравлическую крупность U_{0} = 200/10,60 = 0,33\text{мм}/\text{с} .

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

U_{\text{гр}} = 200/(16,5 \cdot 60) = 0,2\text{мм}/\text{с} .

Затем по формуле (31) рассчитываем граничный диаметр \delta_{\text{гр}} , мкм, задерживаемых частиц

\delta_{\text{гр}} = \sqrt{\frac{18 \cdot 0,01 \cdot 0,002}{(2,6 - 1)980}} = 4,57 \cdot 10^{- 4}\text{см } = 45,7\text{мкм} .

После определения граничной крупности по табл. 6 подбираем гидроциклон, который может выделить частицы этой крупности D_{hc} = 80\text{мм} и по этой же таблице в соответствии с рекомендуемыми соотношениями СНиП 2.04.03-85 назначаем размеры основных рабочих узлов d_{en} = 80 \cdot 0,25 = 20\text{мм} ; d_{ex} = 20/0,6 = 32\text{мм} ; d_{\text{шл}} = 10 ; H_{\text{ц}} = 4D_{hc} = 4 \cdot 80 = 320\text{мм} ; \alpha = 10^{\circ} ;

H_{\text{к}} = D_{hc}/(2tg\alpha/2) = 457\text{мм} .

Давление питания принимаем P_{en} = 0,3\text{МПа} .

По формуле (32) определяем \delta_{\text{гр}} :

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

В случае, если определенная \delta_{\text{гр}} была бы больше заданного, потребовалось бы подбор повторить, задаваясь другими размерами гидроциклона.

Далее по формуле (33) определяем производительность одного аппарата

Q_{en} = 1,03 \cdot 0,8^{0,053} \cdot 2^{1,28} \cdot 3,2^{0,405} \cdot 1,6^{0,143} \cdot 3,2^{0,015} \cdot 10^{0,025} \cdot 0,3^{0,443} = 3,7\text{л}/\text{с} = 13,3\text{м}^{3}/\text{ч} .

Исходя из общего количества сточных вод для их очистки потребуется гидроциклонов

N = 120/13,4 = 8,9 \approx 9\text{шт} .

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

q_{\text{шл}} = 0,07(13,4 \cdot 9) = 8,4\text{м}^{3}/\text{ч} .

2. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ БИОЛОГИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД

Аэротенки

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

Аэротенки-смесители без регенераторов

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

Пример. Исходные данные: расчетный расход сточных вод в смеси с городскими 1250 м3/ч; \text{БПК}_{\text{полн}} воды (после аэротенка I ступени) и смешения с городскими в соотношении 1:1 (L_{en}) = 150\text{мг}/\text{л} ; \text{БПК}_{\text{полн}} очищенной воды (L_{ex}) = 15\text{мг}/\text{л} .

Значения констант принимаются из уравнения (40) СНиП 2.04.03-85: \rho_{max} = 59\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ; K_{l} = 24\text{мг}/\text{л} ; K_{O} = 1,66\text{мг}/\text{л} ; \varphi = 0,158\text{л}/\text{г} .

Доза ила и концентрация растворенного кислорода должны определяться по технико-экономическим расчетам. В данном случае практически установлены a_{i} = 2\text{г}/\text{л} ; C_{0} = 2\text{мг}/\text{л} . Величина \rho , рассчитанная по уравнению (49) СНиП 2.04.03-85, составит

.

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

q_{i} = 24t_{atm} .

Объем аэротенков

W_{at} = q_{w}t_{atm} = 1250 \cdot 7,4 = 9250\text{м}^{3} .

Степень рециркуляции определяется по формуле (52) СНиП 2.04.03-85. В первом приближении принимать J_{i} = 100\text{см}^{3}/\text{г} , который потом уточняется по табл. 41 СНиП 2.04.03-85, исходя из нагрузки на ил.

Аэротенки-смесители с регенераторами

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

Пример расчета.

Исходные данные: расчетный расход (с учетом неравномерности поступления) q_{w} = 625\text{м}^{3}/\text{ч} ; L_{en} = 300\text{мг}/\text{л} ; L_{ex} = 100\text{мг}/\text{л} .

Значения констант уравнения (49) приведены в табл. 40 СНиП 2.04.03-85: \rho_{max} = 59\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ; K_{l} = 24\text{мг}/\text{л} ; K_{O} = 1,66\text{мг}/\text{л} ; \varphi = 0,158\text{л}/\text{г} .

По данным технико-экономического расчета или опыту эксплуатации принимаются величины средней дозы ила a_{imix} = 3,5\text{г}/\text{л} и концентрации растворенного кислорода C_{O} = 2\text{мг}/\text{л} .

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

В данном случае степень регенерации принимается R_{r} = 0,3 (объем, занятый регенератором, составляет 30%), иловой индекс J_{i} = 100\text{см}^{3}/\text{г} .

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

R_{i} = a_{i}/(1000/J_{i} - a_{i}) = 3,5/(\frac{1000}{100} - 3,5) = 0,54 .

Средняя скорость окисления \rho в системе аэротенка с регенератором при a_{imix} = 3,5\text{г}/\text{л} определяется по формуле (49) СНиП 2.04.03-85, а значения констант по табл. 40 СНиП 2.04.03-85

\rho = \frac{59 \cdot 100 \cdot 2}{100 \cdot 2 + 24 \cdot 2 + 1,66 \cdot 100} \cdot \frac{1}{1 + 0,158 \cdot 3,5} = 18,3\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) .

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

t_{atm} = \frac{300 - 100}{3,5(1 - 0,3)18,3} = 4,46\text{ч} .

Общий объем аэротенка и регенератора

W_{atm} + W_{r} = q_{w}t_{atm} = 625 \cdot 4,46 = 2788\text{м}^{2} .

Общий объем аэротенка определяется по формуле

W_{atm} = (W_{atm} + W_{r})/(1 + \frac{R_{r}}{1 - R_{r}}) = 2788/(1 + \frac{0,3}{1 - 0,3}) = 1952\text{м}^{3} .

Объем регенератора W_{r} = 2788 - 1952 = 836\text{м}^{3} .

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

q_{i} = \frac{(300 - 100)24}{3,5 \cdot 4,46(1 - 0,3)} = 439\text{мг}/\text{г} \cdot \text{сут} .

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при этом значении q_{i} для сточных вод НПЗ J_{i} = 74\text{см}^{3}/\text{г} , что отличается от ранее принятого J_{i} = 100\text{см}^{3}/\text{г} .

С учетом скорректированного значения J_{i} по формуле (52) СНиП 2.04.03-85 уточняется величина коэффициента рециркуляции

R_{i} = \frac{3,5}{(\frac{1000}{74} - 3,5)} = 0,35 .

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

a_{i} = \frac{(W_{atm} + W_{r})a_{imix}}{[W_{atm} + (\frac{1}{2R_{i}} + 1)W_{r}]} . (35)

Подставляя численные значения в формулу (35), получим

a_{i} = (2788 \cdot 3,5)/[1952 + (\frac{1}{2 \cdot 0,35} + 1)836] = 2,45\text{г}/\text{л} .

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

Аэротенки-вытеснители с регенераторами

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

Пример расчета.

Исходные данные: расчетный часовой расход сточных вод q_{w} = 4200\text{м}^{3}/\text{ч} ; величина \text{БПК}_{\text{полн}} исходной воды L_{en} - 250\text{мг}/\text{л} ; требуемая величина \text{БПК}_{\text{полн}} очищенных вод L_{ex} - 15\text{мг}/\text{л} ; допустимый вынос ила из вторичных отстойников a_{t} - 15\text{мг}/\text{л} .

Вначале по формуле (52) СНиП 2.04.03-85 определяется степень рециркуляции R_{i} , причем в первом приближении принимается величина J_{i} = 100\text{см}^{3}/\text{г} . Доза ила в аэротенке определяется оптимизационным расчетом с учетом работы вторичных отстойников, ориентировочно a_{i} = 3\text{г}/\text{л}

R_{i} = 3/(\frac{1000}{100} - 3) = 0,43 .

Величина \text{БПК}_{\text{полн}} воды, поступающей в начало аэротенка-вытеснителя L_{mix} , определяется по формуле (51) СНиП 2.04.03-85 с учетом разбавления циркуляционным илом

L_{mix} = \frac{L_{en} + L_{ex}R_{i}}{1 + R_{i}} = \frac{250 + 15 \cdot 0,43}{1 + 0,43} = 179\text{мг}/\text{л} .

Период пребывания сточных вод в аэротенке рассчитывается по формуле

t_{atv} = \frac{2,5}{\sqrt{a_{i}}} lg \frac{L_{mix}}{L_{ex}} = \frac{2,5}{\sqrt{3}} lg \frac{179}{15} = 1,55\text{ч} .

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

Удельная скорость окисления \rho рассчитывается по формуле (49), где величины констант и коэффициентов следует брать из табл. 40 СНиП 2.04.03-85. Для городских сточных вод \rho_{max} = 85\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ; K_{l} = 33\text{мг}/\text{л} ; K_{O} = 0,625\text{мг}/\text{л} ; \varphi = 0,07\text{л}/\text{г} ; s = 0,3.

Концентрация кислорода и доза ила определяется оптимизационным расчетом. Для регенератора принимается в данном случае C_{O} = 2\text{мг}/\text{л} , a_{r} = 6,49\text{г}/\text{л} ,

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

t_{O} = (L_{en} - L_{ex})/R_{i}a_{r}(1 - s)\rho = \frac{250 - 15}{0,43 \cdot 6,49(1 - 0,3)16,6} = 7,29\text{ч} .

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

Продолжительность пребывания в системе аэротенк-регенератор рассчитывается по формуле

t = (1 + R_{i})t_{atv} + R_{i}t_{r} . (36)

Подставив численные значения, получим

t = (1 + 0,43) x 1,55 + 0,43 x 5,74 = 4,68 ч.

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

W_{at} = t_{atv}(1 + R_{i})q_{w} = 1,55(1 + 0,43)4200 = 9309\text{м}^{3} .

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

W_{r} = t_{r}R_{i}q_{w} = 5,74 \cdot 0,43 \cdot 4200 = 10366\text{м}^{3} .

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

a_{imix} = [(1 + R_{i})t_{at}a_{i} + R_{i}t_{r}a_{r}]/t , (37)

Подставив численные значения, получим

a_{imix} = [(1 + 0,43)1,55 \cdot 3 + 0,43 \cdot 5,74 \cdot 6,49]/4,68 = 5,45\text{г}/\text{л} .

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

q_{i} = \frac{24(250 - 15)}{5,45 \cdot 0,7 \cdot 4,68} = 355\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{сут}) .

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 для ила городских сточных вод при q_{i} = 355\text{мг}/(\text{г} \cdot \text{сут}) , J_{i} = 76\text{см}^{3}/\text{г} . Эта величина отличается от принятой ранее J_{i} = 100\text{см}^{3}/\text{г} .

По формуле (52) СНиП 2.04.03-85 с учетом скорректированной величины J_{i} = 76\text{см}^{3}/\text{г} уточняется степень рециркуляции

R_{i} = 3/(\frac{1000}{76} - 3) = 0,29 .

Принимается R_{i} = 0,3 . Эта величина существенно отличается от рассчитанной в первом приближении, поэтому нуждается в уточнении величины L_{mix} и t_{at} . По формуле (51) СНиП 2.04.03-85

L_{mix} = \frac{250 + 15 \cdot 0,3}{1 + 0,3} = 196\text{мг}/\text{л} .

По формуле (56) СНиП 2.04.03-85

По формуле (55) СНиП 2.04.03-85

a_{r} = (\frac{1}{2 \cdot 0,3} + 1)3 = 8\text{г}/\text{л} .

По формуле (49) СНиП 2.04.03-85

\rho = \frac{85 \cdot 15 \cdot 2}{15 \cdot 2 + 33 \cdot 2 + 0,625 \cdot 15} \cdot \frac{1}{1 + 0,07 \cdot 8} = 15,47\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) .

По формуле (54) СНиП 2.04.03-85

t_{O} = \frac{250 - 14}{0,3 \cdot 8(1 - 0,3)15,47} = 9,04\text{ч} .

По формуле (57) СНиП 2.04.03-85

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

Объем аэротенка по формуле (58) СНиП 2.04.03-85

W_{at} = 1,6(1 + 0,3)4200 = 8790\text{м}^{2} .

Объем регенератора по формуле (57) СНиП 2.04.03-85

W_{r} = 7,44 \cdot 0,3 \cdot 4200 = 9374\text{м}^{3} .

Далее необходима проверка величины a_{imix} по формуле (37)

a_{imix} = [(1 + 0,3)1,6 \cdot 3 + 7,44 \cdot 0,3 \cdot 8]/4,31 = 4,79\text{г}/\text{л} ,

с учетом которой нагрузка на ил будет равна:

q_{i} = \frac{24(250 - 15)}{4,79 \cdot 0,7 \cdot 4,31} = 390\text{мг}/\text{г} \cdot \text{сут} ;

величина J_{i} по табл. 41 СНиП 2.04.03-85 равна 79 см3/г, что не существенно отличается от ранее определенного значения этой величины, и дальнейшей корректировки расчетов не требуется.

Вторичные отстойники для аэротенков-вытеснителей с регенераторами рассчитываются по формуле (67) СНиП 2.04.03-85, в котором значения a_{i} и a_{r} соответствуют первоначально заданным величинам, значение J_{i} принимается на основе последних корректировок, в данном случае для радиальных отстойников при K_{ss} = 0,4 и H_{set} = 3\text{м} :

Аэротенки-вытеснители без регенераторов

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

Пример расчета.

Исходные данные: расчетный расход сточных вод q_{w} = 4200\text{м}^{3}/\text{ч} , для городских сточных вод \text{БПК}_{\text{полн}} исходной воды L_{en} - 150\text{мг}/\text{л} ; \text{БПК}_{\text{полн}} очищенных вод L_{ex} - 15\text{мг}/\text{л} ; вынос ила из вторичных отстойников a_{t} - 15\text{мг}/\text{л} .

Вначале определяется степень рециркуляции R_{i} , в которой величина илового индекса в первом приближении принимается J_{i} = 100\text{см}^{3}/\text{г} , доза ила в аэротенке — a_{i} устанавливается в результате технико-экономических расчетов. Ориентировочно a_{i} = 2\text{г}/\text{л} . По формуле (52) СНиП 2.04.03-85

R_{i} = 2/(\frac{1000}{100} - 2) = 0,25 .

Для обеспечения нормального удаления ила из вторичных отстойников с илососами следует принимать R_{i} = 0,3 .

\text{БПК}_{\text{полн}} воды, поступающей в начало аэротенка-вытеснителя L_{mix} с учетом разбавления циркуляционным илом рассчитывается по формуле (51) СНиП 2.04.03-85

Период аэрации определяется по уравнению (50) СНиП 2.04.03-85, в котором значения констант и коэффициентов для рассматриваемого примера по табл. 40 СНиП 2.04.03-85 имеют следующие значения: \rho_{max} = 85\text{мг}/(\text{г} \cdot \text{ч}) , K_{l} = 33\text{мг}/\text{л} ; K_{O} = 0,625\text{мг}/\text{л} ; \varphi = 0,07\text{л}/\text{г} ; s = 0,3. При L_{ex} = 15\text{мг}/\text{л} коэффициент K_{p} = 1,5 . Концентрация кислорода определяется технико-экономическими расчетами с учетом типа аэраторов. Приближенно C_{O} = 2\text{мг}/\text{л}

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

W_{at} = t_{atv}(1 + R_{i})q_{w} = 2,96(1 + 0,3)4200 = 16162\text{м}^{3} .

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

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при q_{i} = 421\text{мг}/(\text{г} \cdot \text{сут}) J_{i} = 83\text{см}^{3}/\text{г} .

При новом значении илового индекса степень рециркуляции уточняется по формуле (52) СНиП 8.04.03-85

R_{i} = 2/(\frac{1000}{83} - 2) = 0,199 ,

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

Гидравлическая нагрузка q_{ssa} на вторичный отстойник определяется по формуле (67) СНиП 2.04.03-85, в котором величина илового индекса принимается после последней корректировки J_{i} = 83\text{см}^{3}/\text{г} . Для радиальных отстойников с K_{ss} = 0,4 ; H_{set} = 3\text{м} ;

Системы аэрации

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

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

При использовании пористых материалов удельный расход воздуха на единицу рабочей поверхности аэраторов J_{a,d} зависит от индивидуальных свойств этих материалов и назначается в пределах J_{a,d} = 30 - 100\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) ; для фильтросных пластин — J_{a,d} = 60 - 80\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) , для фильтросных труб — J_{a,d} = 70 - 100\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) , считая на площадь горизонтальной проекции трубы, для синтетических тканей (арт. 56007, арт. 56026) J_{a,d} = 50 - 80\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) . Потери напора в фильтросных материалах и тканях следует принимать 0,7 — 1 м. Скорость выхода воздуха из отверстий дырчатых труб — 50 м/с.

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

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

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

Пример расчета.

Исходные данные: вид сточных вод (например, городские); расход сточных вод q_{w} = 4200\text{м}^{3}/\text{ч} ; солесодержание воды C_{s} = 3\text{г}/\text{л} ; \text{БПК}_{\text{полн}} исходной и очищенной воды L_{en} и L_{ex} — 150 и 15 мг/л, расчетная температура воды T_{w} — 20 °C.

Удельный расход воздуха q_{air} определяется по формуле (61) СНиП 2.04.03-85 для условий полной биологической очистки. В рассматриваемом примере удельный расход кислорода q_{O} = 1,1 и средняя концентрация кислорода в аэротенке C_{O} = 2\text{мг}/\text{л} .

По данным расчета объем аэротенка W_{atv} = 16162\text{м}^{3} . Приняв по конструктивным соображениям длину коридора l = 60 м и рабочую глубину H_{at} = 4\text{м} , общая ширина аэротенка будет равна:

B_{at} = W_{atv}/H_{at}l = \frac{16162}{(4 \cdot 60)} = 67\text{м} .

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

n_{k} = B_{at}/b = \frac{67}{6} = 11,17 .

Следует принять n_{k} = 12 и соответственно изменить и длину коридора l

B_{at} = n_{k}b = 12 \cdot 6 = 72\text{м} ; l = W_{atv}/H_{at}B_{at} = \frac{16162}{4 \cdot 72} = 56\text{м} .

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

C_{a} = (1 + \frac{h_{a}}{20,6})(\frac{475 - 26,5 \cdot C_{s}}{33,5 + T_{w}}) , (38)

где h_{a} = H_{at} - h_{ay} ; при h_{ay} = 0,3\text{м} ; h_{a} = 4 - 0,3 = 3,7\text{м} ;

T_{w} = 20^{\circ}C ;

C_{s} = 3\text{г}/\text{л} ;

C_{a} = (1 + \frac{3,7}{20,6})(\frac{475 - 26,5 \cdot 3}{33,5 + 20}) = 8,72\text{мг}/\text{л} .

Приняв в первом приближении f_{az}/f_{at} = 0,1 ; по табл. 42 СНиП 2.04.03-85 K_{1} = 1,47 для аэратора из фильтросных труб при h_{a} = 4\text{м} , по табл. 43 СНиП 2.04.03-85 K_{2} = 2,52 . При 20 °C коэффициент K_{\text{т}} = 1 .

Для городских сточных вод коэффициент K_{3} = 0,85 . Приведем значения коэффициентов K_{3} для некоторых видов производственных сточных вод.

Источники сточных вод K 3

Целлюлозно-бумажные комбинаты . . . . . . . 0,7 — 0,8

Молочные заводы . . . . . . . . . . . . . . 0,8

Производства крафт-бумаги . . . . . . . . . 0,7

Деревообрабатывающие производства . . . . . 0,68

Бумажные фабрики . . . . . . . . . . . . . 0,85

Картонажные фабрики . . . . . . . . . . . . 0,53 — 0,64

Фармацевтические заводы . . . . . . . . . . 0,8 — 1,6

Заводы синтетического волокна . . . . . . . 1 — 1,8

Для определения интенсивности аэрации по длине аэротенка-вытеснителя строится график изменения \text{БПК}_{\text{полн}} во времени (рис. 13). Периоды аэрации для заданных промежуточных значений L_{ex} определяются расчетом по формуле (50) СНиП 2.04.03-85. Данные расчетов для условий рассматриваемого примера приведены в табл. 8.

пребывания в аэротенках-вытеснителях

Таблица 8

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

Таблица 9

Примечание. Под чертой указано принятое число рядов фильтросных труб.

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

J_{a}\prime = \frac{q_{a}\prime_{ir}H_{at}n_{ja}}{t_{atv}} , (39)

где q_{air} — удельный расход воздуха для каждой ячейки определяется по формуле (61) СНиП 2.04.03-85.

Для рассматриваемого примера количество ячеек принято n_{ja} = 6 , общая продолжительность аэрации в сооружении по табл. 8 t_{atv} = 2,96\text{ч} .

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

n_{d} = \frac{J_{a}\prime b}{J_{ad}f_{d}\prime} . (40)

В рассматриваемом примере ширина коридора аэротенка принята b = 6 м, удельный расход воздуха на аэратор для фильтросных труб J_{ad} = 70\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) , площадь одного ряда аэратора на 1 м фильтросных труб d_{y} = 300\text{мм} ; f_{d}\prime = 0,3\text{м}^{2}/\text{м} . Расход воздуха Q_{a}\prime_{ir} , м3/ч, в каждой ячейке определяется по формуле

Q_{a}\prime_{ir} = q_{a}\prime_{ir}q_{w} . (41)

Общий расход воздуха на аэротенк Q_{air} равен сумме всех Q_{a}\prime_{ir} .

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

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

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

q_{air} = \frac{1,1(250 - 15)}{1,4 \cdot 2,52 \cdot 1 \cdot 0,85(8,72 - 2)} = 12,22\text{м}^{3}/\text{м}^{3} .

Общий расход воздуха Q_{air} = 12,22 \cdot 4200 = 51309\text{м}^{3}/\text{ч} .

Средняя интенсивность аэрации

J_{a} = (12,22 \cdot 4)/3,75 = 13,03\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) .

Интенсивность аэрации на первой половине аэротенка и регенератора J_{a1} = 1,33J_{a} , на второй — J_{a2} = J_{a}1,33/2 = 0,67J_{a} .

При ширине коридора аэротенка b = 6 м, удельном расходе воздуха на аэратор в виде фильтросных труб J_{a,d} = 90\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) и площади одного ряда фильтросных труб d_{y} = 300\text{мм} ; f_{d}\prime = 0,3\text{м}^{2}/\text{м} .

Количество рядов фильтросных труб в первой половине аэротенка вытеснителя составило

n_{d1} = \frac{1,33J_{a}b}{J_{ad}f_{d}\prime} = \frac{1,33 \cdot 13,03 \cdot 6}{90 \cdot 0,3} = 3,92 ;

во второй половине: n_{d2} = 3,92/2 = 1,96 .

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

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

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

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

Таблица 10

Таблица 11

Таблица 12

Пример. Определить основные параметры аэратора (фильтросный канал) для обеспечения аэрации коридора аэротенка-смесителя длиной 100 м, шириной 9 м с интенсивностью аэрации 10 м3/(м2 x ч) при допускаемой неравномерности подачи воздуха 15%.

Интенсивность подачи воздуха на 1 м длины коридора

J_{a}\prime\prime = J_{b}\prime b = 10 \cdot 9 = 90\text{м}^{3}/(\text{м } \cdot \text{ч}) .

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

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

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

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

Ориентировочно производительность эрлифтного аэратора Q_{m} , кг/ч, по кислороду определяется по уравнению

Q_{m} = 0,0032J_{a1}^{3,47}(\frac{h_{b}}{d_{\text{эр}}})1,81(\frac{H_{\text{эр}}}{d_{\text{эр}}})0,47 \frac{W_{ai}C_{a}}{1000} , (42)

где h_{b} — высота кромки водослива, рекомендуется принимать h_{b} = 0,45 - 0,5\text{м} ;

d_{\text{эр}} — диаметр трубы аэратора d_{\text{эр}} = (0,6 - 1)B_{a} ;

H_{\text{эр}} — глубина погружения аэратора H_{\text{эр}} = 3,5 - 4\text{м} .

Растворимость кислорода C_{a} определяется по формуле (38).

Пример расчета. Для подбора эрлифтных аэраторов приведен график (рис. 15). Оптимальный режим работы эрлифтных аэраторов наблюдается при J_{a2} = 10 - 15\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) и d_{\text{эр}} = 0,3 - 1,2\text{м} .

1 - J_{a} = 5 ; 2 - J_{a} = 10 ; 3 - J_{a} = 15\text{м}^{3}(\text{м}^{2} \cdot \text{ч})

Исходные данные: тип сооружения — аэротенк-смеситель первой ступени. БПК сточных вод L_{en} = 550\text{мг}/\text{л} ; L_{ex} = 137\text{мг}/\text{л} ; расчетный расход q_{w} = 40000\text{м}^{3}/\text{сут} = 1667\text{м}^{3}/\text{ч} ; период аэрации t_{atm} = 3\text{ч} ; растворимость кислорода C_{a} = 9\text{мг}/\text{л} ; концентрация растворенного кислорода в аэротенке C_{O} = 2\text{мг}/\text{л} ; ширина коридора аэротенка b = 9 м.

В данном случае принят d_{\text{эр}} = 0,1 \cdot b , т.е. d_{\text{эр}} = 0,1 \cdot 9 = 0,9\text{м} ; J_{a1} = 15\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) .

Объем аэротенка W_{atm} = q_{w}t_{atm} = 1667 \cdot 3 = 4999\text{м}^{3} .

По рис. 15 при J_{a1} = 15\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) производительность по кислороду этого типоразмера аэратора приближенно составит 65 кг/ч.

Для определения необходимого числа эрлифтных аэраторов может быть использована формула (65) СНиП 2.04.03-75

N_{ma} = \frac{q_{O}(L_{en} - L_{ex})W_{atm}}{K_{T}K_{3}Q_{ma} \frac{C_{a} - C_{O}}{C_{a}} t_{atm} \cdot 1000} = \frac{0,9(550 - 137)4999}{1 \cdot 0,7 \cdot 65(\frac{9 - 2}{9})3 \cdot 1000} = 17,4\text{ед}.

Следует принять N_{ma} = 18\text{ед}. При общей длине коридоров аэротенка L_{a} = W_{atm}/H_{at}b = 4999/(4,5 \cdot 9) = 123\text{м} .

Расстояние между аэраторами l_{1} = 123/18 = 6,86\text{м} . Расход воздуха Q_{\text{В}1} на один аэратор при J_{a1} = 15\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч})

Окситенки

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

14 — циркуляционные окна

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

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

Исходные данные для расчета окситенков аналогичны тем, которые необходимы при применении аэротенков. Для примера рассмотрим случай, при котором расход сточных вод q_{w} = 1667\text{м}^{3}/\text{ч} ; \text{БПК}_{\text{полн}} исходной воды L_{en} = 400\text{мг}/\text{л} ; \text{БПК}_{\text{полн}} очищенной воды L_{ex} = 15\text{мг}/\text{л} .

Сточная вода представляет собой смесь промышленной и бытовой и по составу близка к городской, поэтому кинетически константы могут быть взяты из табл. 40 СНиП 2.04.03-85 \rho_{max} = 85\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ; K_{l} = 33\text{мг}/\text{л} ; K_{O} = 0,625\text{мг}/\text{л} ; \varphi = 0,07 .

Доза ила и концентрация кислорода определяются в результате технико-экономических расчетов. Для окситенков эти параметры находятся в следующих пределах: a_{i} = 5 - 12\text{г}/\text{л} ; C_{O} = 6 - 12\text{мг}/\text{л} .

В данном случае в первом приближении принято a_{i} = 6\text{г}/\text{л} , C_{O} = 8\text{мг}/\text{л} .

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

\rho = \frac{85 \cdot 15 \cdot 8}{15 \cdot 8 + 33 \cdot 8 + 0,625 \cdot 15} \cdot (\frac{1}{1 + 0,07 \cdot 6}) = 18,25\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) .

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

t_{atm} = \frac{(400 - 15)}{[18,25(1 - 0,3)6]} = 5,02\text{ч} .

Суммарный объем зон реакции окситенков, м3

W_{O} = q_{w}t_{atm} = 1667 \cdot 5,02 = 8368\text{м}^{3} .

Приняв окситенки D_{O} = 22\text{м} , глубиной H_{O} = 4,5\text{м} , с общим объемом, равным:

W_{O1} = 0,785D_{O}^{2}H_{O} = 0,785 \cdot 22^{2} \cdot 4,5 = 1708\text{м}^{3} ,

получим объем зоны реакции

W_{a1} = W_{O1}/2 = \frac{1708}{2} = 854\text{м}^{3} .

Далее рассчитаем диаметр зоны реакции по формуле, м:

D_{r} = \sqrt{\frac{W_{a1}}{0,785H_{O}}} = \sqrt{\frac{854}{0,785 \cdot 4,5}} = 15,5 . (43)

Затем количество окситенков

n_{O} = W_{O}/W_{a1} = 8368/854 = 9,718\text{ед} .

Согласно расчетам принимаем n_{O} = 10\text{ед} .

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

q_{i} = (400 - 15)24/6 \cdot 5,02(1 - 0,3) = 438\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{сут}) .

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при q_{i} = 438 величина илового индекса J_{i} = 85\text{см}^{3}/\text{г} . С учетом снижения его за счет кислорода J_{i} = 85/1,4 = 60,7\text{см}^{3}/\text{г} .

По табл. 45 СНиП 2.04.03-85 в зависимости от величины параметра (a_{i}J_{i}) определяем допустимую гидравлическую нагрузку на илоотделитель; для a_{i}J_{i} = 6 \cdot 60,7 = 364 , при котором q_{ms} = 1,4\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) .

Необходимая площадь илоотделителей окситенков

F_{ms} = q_{w}/q_{ms} = \frac{1667}{1,4} = 1140\text{м}^{2} .

Фактическая площадь илоотделителей

F_{Oi} = W_{O1}/2H_{O} = 1708/(2 \cdot 4,5) = 1900\text{м}^{2} ,

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

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

\rho = \frac{85 \cdot 15 \cdot 8}{15 \cdot 8 + 33 \cdot 8 + 0,625 \cdot 15} \cdot (\frac{1}{1 + 0,07 \cdot 8}) = 16,62\text{мг}/(\text{г} \cdot \text{ч}) .

По формуле (48) СНиП 2.04.03-85

Объем зон реакции окситенков W_{a} = 1667 \cdot 4,13 = 6895\text{м}^{3} . Количество окситенков n_{O} = 6895/854 = 8,07\text{ед}. Можно принять n_{O} = 8\text{ед}. По формуле (53) СНиП 2.04.03-85

q_{i} = (400 - 15) \cdot 24/[8 \cdot 4,13(1 - 0,3)] = 399,5\text{мг}/(\text{г} \cdot \text{сут}) .

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при q_{i} = 399,5\text{мг}/(\text{г} \cdot \text{сут}) J_{i} = 80\text{см}^{3}/\text{г} ; с учетом влияния кислорода J_{i} = 80/1,4 = 57\text{см}^{3}/\text{г} ; величина a_{i}J_{i} = 8 \cdot 57 = 456 , при котором по табл. 45 СНиП 2.04.03-85 q_{ms} = 1\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) .

Необходимая площадь илоотделителей F_{ms} = 1667/1 = 1667\text{м}^{2} . Фактическая площадь илоотделителей F_{m}\prime_{s} = 6895/4,5 = 1532\text{м}^{2} , что соответствует необходимой величине.

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

{}_{Q_{ma} = C_{a}v_{O}/1000 \cdot K_{3}K_{T}}{_{[0,174(1 - \eta_{k})\eta_{k}] - C_{O}/1000}} , (44)

где C_{a} — концентрация насыщения воды кислородом, мг/л, в стандартных условиях по формуле (38) (в данном случае C_{a} = 10\text{мг}/\text{л} );

K_{T} и K_{3} — коэффициенты, учитывающие температуру и состав сточных вод, определяются по п. 6.157 СНиП 2.04.03-85.

Например, при температуре воды 12 °C K_{T} = 1 + 0,02(12 - 20) = 0,84 . Для смеси промышленных и городских вод K_{3} = 0,7 . Коэффициент использования кислорода в окситенке принимается в пределах \eta_{k} = 0,85 - 0,95 .

Концентрация растворенного кислорода в зоне реакции определяется технико-экономическим расчетом. Для окситенков оптимальные значения C_{O} = 6 - 12\text{мг}/\text{л} . В данном случае C_{O} = 8\text{мг}/\text{л} .

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

Для данного случая

v_{O} = (400 - 15)1667/1000 \cdot 8 = 80\text{кг}/\text{ч} .

Приняв \eta_{k} = 0,9 , C_{O} = 8\text{мг}/\text{л} ,

Q_{ma} = 10 \cdot 80/1000 \cdot 0,84 \cdot 0,7[0,174(1 - 0,9)/0,9 - 8/1000] = 119\text{кг}/\text{ч} .

Исходя из конструктивных соображений, принимается диаметр турбины механического аэратора d_{a} = 2\text{м} . Параметры механических аэраторов приведены в табл. 13.

Таблица 13

Для аэратора с d_{a} = 2\text{м} , работающего на воздухе, производительность по кислороду составляет Q_{m} = 33,5\text{кг}/\text{ч} , мощность (нетто) N_{m} = 11,8\text{кВт} , частота вращения n_{m} = 38\text{мин}^{- 1} .

Поскольку Q_{m} аэратора недостаточна, следует повысить скорость его вращения и соответственно увеличить мощность привода.

Необходимая частота вращения n_{O},\text{мин}^{- 1} , определяется по формуле

n_{O} = n_{m} \sqrt{Q_{ma}/Q_{m}} , (46)

т.е.

n_{O} = 38 \sqrt{\frac{119}{33,5}} = 72\text{мин}^{- 1} .

Мощность (нетто) на валу N_{O} , кВт, рассчитывается по формуле

N_{O} = N_{m}n_{O}^{2}/n_{m}^{2} , (47)

для рассматриваемого примера

N_{O} = 11,8 \cdot 72^{2}/38^{2} = 42,3 .

Мощность привода аэратора (брутто) при его КПД \eta_{\text{э}} = 0,7

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

J_{O} = 1,217d_{a}^{0,6}n_{O}^{0,2}/(\frac{H_{a}}{d_{a}})1,1(\frac{B_{a}}{d_{a}})0,45 ,

где H_{a} и B_{a} — глубина и ширина зоны реактора.

Для рассматриваемого примера при B_{a} = D_{r} = 15,5\text{м} ; H_{a} = 4,5\text{м} , донная скорость будет равна:

J_{O} = \frac{1,217 \cdot 2^{0,6} \cdot 72^{0,2}}{(\frac{4,5}{2})1,1(\frac{15,5}{2})0,45} = 0,7\text{м}/\text{с} ,

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

2.19. Расход кислорода определяется с учетом расхода сточных вод, \text{БПК}_{\text{полн}} исходной и очищенной воды и эффективности использования кислорода. Весовой расход кислорода рассчитывается по формуле

Q_{O} = \frac{(L_{en} - L_{ex})q_{w}}{1000\eta_{k}} .

Для рассматриваемого примера

Объемный расход

Q_{O}\prime = Q_{O}/\gamma_{O} ,

где плотность 1 м3 кислорода при нормальном давлении \gamma_{O} = 1,43\text{кг}/\text{м}^{3} . Для условий примера Q_{O}\prime = 713/1,43 = 498,7\text{м}^{3}/\text{ч} .

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

Таблица 14

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

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

Экономический эффект от применения окситенков с собственными кислородными установками по сравнению с аэротенками при очистке городских сточных вод возрастает с повышением производительности очистных сооружений. Ориентировочные величины экономического эффекта для этих условий приведены в табл. 15.

Таблица 15

Аэротенки с флотационным илоотделением для очистки производственных сточных вод

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

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

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

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

15 — опорожнение флотатора

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

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

с флотационным илоотделением

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

2.24. Для расчета аэротенков с флотационным илоотделением необходимы следующие исходные данные: расход сточных вод, начальная и конечная \text{БПК}_{\text{полн}} сточных вод, значения констант в формуле (42) СНиП 2.04.03-85 \rho_{max} ; K_{i} ; K_{O} ; \varphi .

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

Величину \text{БПК}_{\text{полн}} в воде после аэротенка первой ступени L_{e}\prime_{x} следует принимать 80 — 130 мг/л. Продолжительность пребывания в аэротенке первой и второй ступеней рассчитывать по формулам (48) и (50) СНиП 2.04.03-85, удельную скорость окисления — по формуле (49) СНиП 2.04.03-85, степень рециркуляции ила для аэротенков второй ступени по формуле (52) СНиП 2.04.03-85 константы процесса \rho_{max} ; K_{i} ; K_{O} и \varphi из табл. 40 СНиП 2.04.03-85.

Концентрация сфлотированного уплотненного ила a_{f} , г/л, определяется по уравнению

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

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

    Время уплотнения ила, ч .  0,25     0,5      1        2        3
    Коэффициент a . . . . . .  0,019    0,016    0,014    0,012    0,011
        "       b . . . . . .  0,000262 0,000242 0,000218 0,000203 0,000198

Степень рециркуляции активного ила на первой ступени определяется в зависимости от требуемой концентрации сфлотированного уплотненного ила, a_{f}

R_{f} = a_{i}/(a_{f} - a_{i}) . (50)

Нагрузка по твердой фазе на зеркало флотационного илоотделителя q_{ss} , кг/(м2 x сут), при оптимальном удельном расходе растворенного воздуха и концентрации активного ила (a_{\text{опт}}) определяется по формуле

q_{ss} = (50 + 1,5J_{i})1,4/(0,005J_{i} - 0,07) . (51)

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

F_{f} = G_{ss}/q_{ss} . (53)

q_{m,s} = q_{w}/24F_{f} . (54)

H_{szf} = t_{szf}q_{m,s} . (55)

Глубина зоны уплотнения H_{\text{у}} (выше водораспределителя) принимается 2 — 2,5 м. Разность отметок водосливов водосборного и пеносборного лотков флотационного илоотделителя 40 — 50 мм, предусматривается регулировка положения отметки пеносборного лотка.

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

Пример расчета аэротенка с флотационным илоотделителем

2.25. Исходные данные: расход сточных вод q_{w} = 40000\text{м}^{3}/\text{сут} .

Сточные воды химкомбинатов азотной промышленности с \text{БПК}_{\text{полн}} исходной и очищенной воды 500 и 15 мг/л.

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

a_{i} = 1,3/(0,05 + 0,00152 \cdot 120) = 5,59 .

a_{f} = 1,6/(0,011 + 0,000198 \cdot 120) = 47,75 .

R_{f} = 5,59/(47,65 - 5,59) = 0,132 .

q_{ssf} = [(50 + 1,5 \cdot 120) \cdot 1,4]/(0,005 \cdot 120 - 0,07) = 475 .

G = 40000 x 5,59 x (1 + 0,132) = 253115.

F_{f} = 253115/475 = 532,9 .

Рационально принять 4 флотатора диаметром 13 м.

q_{m,s} = 40000/24 \cdot 532,9 = 3,13 .

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

H_{szf} = 0,5 \cdot 3,13 = 1,57 .

Глубина зоны уплотнения принимается равной 2,5 м.

Гидравлическая глубина флотационного илоотделителя составит

Аэротенки с флотационным разделением иловой смеси для очистки городских сточных вод

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

5 — водослив; 6 — лоток осветленной воды; 7 — флотационный резервуар; 8 — распределительная система насыщенной воздухом воды

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

10 — клапан регулирующий; 12 — насос; 13 — предохранительный клапан; 14 — уровнемер; 15 — трубопровод опорожнения

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

Таблица 16

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

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

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

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

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

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

Таблица 17

Таблица 18

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

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

Период аэрации, ч:

t_{atm} = (200 - 15)/5(1 - 0,25)24 = 2,06 ,

Объем аэротенков

W_{at} = 4160 \cdot 2,06 = 8600\text{м}^{3} .

q_{air} = \frac{1,1(200 - 15)}{2 \cdot 2,52 \cdot 1 \cdot 0,85(10,8 - 2)} = 5,4\text{м}^{3}/\text{м}^{3} .

Интенсивность аэрации

J_{a} = q_{a}H_{a}/t_{atm} = 5,4 \cdot 4/2,06 = 10,5\text{м}^{3}/(\text{м}^{2} \cdot \text{ч}) ,

что выше J_{amin} .

Циркуляционный расход q_{r} = 20\% от q_{w} (табл. 18); Q_{r} = 4160 \cdot 0,2 = 832\text{м}^{3}/\text{ч} .

Q_{\text{н}} = 4992 \cdot 0,19 = 950\text{м}^{3}/\text{ч} .

Расход Q_{\text{ф}} , м3/ч, через флотационный резервуар

Q_{\text{ф}} = 4992 + 950 = 5942 .

Объем флотационного W_{\text{ф}} , м3, резервуара при времени пребывания 40 мин

W_{\text{ф}} = 5942 \frac{40}{60} = 3960 .

Рабочий объем напорного бака принимается равным 50 м3. Общий объем сооружений W_{\text{с}} , м3, биологической очистки

W_{\text{с}} = 8600 + 3960 + 50 = 12610 .

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

Удаление из сточных вод соединений азота

2.29. Процесс глубокой нитрификации сточных вод, содержащих NH_{4}^{+} , независимо от исходной концентрации аммонийного азота эффективно протекает в аэротенках-смесителях при соблюдении строго определенного возраста активного ила, который для различных условий может измениться от 5 до 70 и более сут.

При осуществлении процесса нитрификации в отсутствие или недостатке органического субстрата для построения биомассы нитрифицирующих микроорганизмов требуется искусственная добавка источников неорганического углерода в виде HCO_{3}^{-} или CO_{2} из расчета 2 мг-экв на 1 мг-экв окисленного аммонийного азота.

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

Для удаления из воды окисленных форм азота ( NO_{2}^{-} и NO_{3}^{-} ) осуществляют денитрификацию, т.е. восстановление нитритов и нитратов до молекулярного азота. Этот процесс может быть реализован при наличии в воде определенного количества органического субстрата, окисляемого сапрофитными микроорганизмами до CO_{2} и H_{2}O за счет кислорода азотсодержащих соединений. При денитрификации обеспечивается очистка сточных вод одновременно от биологически окисляемых органических соединений и от соединений азота ( NO_{2}^{-} и NO_{3}^{-} ). Наиболее эффективно процесс денитрификации протекает при pH = 7 — 7,5, при pH выше 9 и ниже 6 процесс затормаживается.

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

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

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

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

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

2.30. Аэротенки-нитрификаторы целесообразно применять при отсутствии в сточных водах посторонних органических примесей, например, дренажных вод жидкостей из накопителей производственных отходов, содержащих NH_{4}^{+} . Для поддержания стабильной очистки не допускается суточное изменение концентрации N - NH_{4}^{+} в поступающей жидкости более +/- 5%. Процесс нитрификации следует осуществлять в аэротенке-смесителе при невысокой степени очистки воды (2 — 4 мг N - NH_{4}^{+}/\text{л} очищенной воды).

Ориентировочно концентрацию нитрифицирующего ила при требуемом его возрасте следует определять по табл. 19, в которой представлены данные по количеству нитрифицирующих микроорганизмов ( a_{is} , г/л) при количестве окисленного аммонийного азота (\Delta C_{n}) 20 мг N - NH_{4}^{+}/\text{л} за 24-часовой период обработки воды при температуре 20 °C, а также данные по приросту ила и удельной скорости окисления аммонийного азота. При других количествах окисленного аммонийного азота \Delta C_{n} и продолжительности очистки t дозу нитрифицирующего ила следует определять по формуле

a_{in} = 1,2 \cdot a_{is} \frac{\Delta C_{n}}{t} . (56)

Таблица 19

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

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

Минимальная допустимая концентрация C_{nenmin} при заданном возрасте ила T в зависимости от допустимого выноса нитрифицирующего ила из вторичных отстойников a_{t} , мг/л, определяется выражением

C_{nenmin} = 0,02a_{t}T/a_{is} . (57)

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

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

    pH  . . . . . 6      6,5    7     7,5   8      8,4   9
    K   . . . . . 0,15   0,31   0,5   0,6   0,87   1     1,23

 pH

Удельная скорость роста нитрификаторов \mu_{n},\text{сут}^{- 1} , определяется по формуле

\mu_{n} = K_{pH}K_{T}K_{\text{ос}}K_{\text{с}}\mu_{max}N/(K_{\text{п}} + N) , (58)

где K_{pH} — коэффициент, учитывающий влияние pH;

K_{T} — коэффициент, учитывающий влияние температуры жидкости;

    °C . . . . . . . . . 10      15      20     25      30
    K  . . . . . . . . . 0,32    0,56    1,0    1,79    3,2

 T

K_{\text{ос}} — коэффициент, учитывающий влияние концентрации растворенного кислорода, который определяется по формуле

K_{\text{ос}} = C_{O}/(K_{O} + C_{O}) , (59)

K_{\text{с}} — коэффициент, учитывающий влияние токсичных компонентов;

\mu_{max} — максимальная скорость роста нитрифицирующих микроорганизмов, равная 1,77\text{сут}^{- 1} при pH = 8,4 и температуре 20 °C;

K_{\text{п}} — константа полунасыщения, мг N - NH_{4}^{+}/\text{л} ;

N — концентрация аммонийного азота в очищенной жидкости;

C_{O} — концентрация растворенного кислорода в иловой смеси, мг/л;

Коэффициент K_{\text{с}} определяется по формуле

K_{\text{с}} = J/(J + C_{i}) , (60)

где C_{i} — концентрация ингибитора, мг/л;

\theta = 1/\mu . (61)

Удельная скорость окисления органических веществ \rho , мг/(г x ч), определяется по формуле

\rho = K_{\text{э}} + 0,0417K_{\text{р}}/\theta , (62)

где K_{\text{э}} — энергетический физиологический коэффициент, \text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ;

K_{\text{р}} — физиологический коэффициент роста микроорганизмов активного ила, \text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/\text{г} ;

Для городских сточных вод

K_{\text{э}} = 3,7\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ; K_{\text{р}} = 864\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/\text{г} .

Продолжительность пребывания сточных вод в аэротенке t_{atm} с нитрификацией аммонийного азота определяется по формуле

t_{atm} = (L_{en} - L_{ex})/a_{i}\rho . (63)

Удельный прирост активного ила K_{g} , \text{мг}/(\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}) , определяется по формуле

K_{g} = 41,7at_{atm}/(L_{en} - L_{ex})\Theta , (64)

Суточное количество избыточного ила G, кг/сут, составляет

G = K_{g}(L_{en} - L_{ex})Q/1000 . (65)

Пример расчета аэротенка-нитрификатора

По формуле (58) определяется удельная скорость роста нитрификаторов \mu,\text{сут}^{- 1} :

\mu = 1 \cdot 1 \frac{4}{2 + 4} 1 \cdot 1,77 \frac{3}{25 + 3} = 0,126 .

Минимальный возраст ила находим из уравнения (61)

\theta = 1/0,126 = 7,93\text{сут} .

Принимается \theta = 8\text{сут} .

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

C_{nenmin} = 0,02 \frac{20 \cdot 8}{0,03} = 107\text{мг}/\text{л} ,

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

Из уравнения (56) доза нитрифицирующего ила

a_{in} = \frac{1,2 \cdot 0,03(150 - 3)}{10} = 0,53\text{г}/\text{л} .

Объем нитрификаторов

W_{n} = Qt/24 = \frac{12000 \cdot 10}{24} = 5000\text{м}^{3} .

Пример расчета аэротенка-нитрификатора в присутствии биоразлагаемых органических веществ

\rho_{max} = 70\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/\text{г} \cdot \text{ч} ; K_{l} = 65\text{мг}/\text{л} ; \varphi = 0,14\text{л}/\text{г} ; K_{O} = 0,625\text{мг}/\text{л} .

По формуле (58) находим \mu

\mu = 1 \cdot 0,78 \frac{2}{2 + 2} 1 \cdot 1,77 \frac{2}{25 + 2} = 0,051\text{сут}^{- 1} .

Минимальный возраст ила по формуле (61)

1/\mu = 1/0,051 = 19,6\text{сут} .

Удельная скорость окисления органических веществ определяется по формуле (62)

\rho = 3,7 + (864 \cdot 0,0417)/19,6 = 5,54\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) .

5,54 = 70 \frac{8 \cdot 2}{8 \cdot 2 + 65 \cdot 2 + 0,625 \cdot 8} \cdot \frac{1}{1 + 0,14a_{i}} ;

5,54 + 5,54 \cdot 0,14a_{i} = 7,41 ; a_{i} = \frac{7,41 - 5,54}{5,54 \cdot 0,14} = 2,42\text{г}/\text{л} .

t_{atm} = \frac{150 - 8}{2,42 \cdot 5,54} = 10,6 .

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

a_{in} = 1,2 \cdot 0,055 \cdot \frac{50 - 2}{10,6} = 0,3\text{г}/\text{л} .

Удельный прирост избыточного ила K_{g} определится по формуле

K_{g} = \frac{4,17 \cdot 3,88 \cdot 10,6}{(150 - 8)19,6} = 0,62\text{мг}/(\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}) .

Суточное количество избыточного ила по формуле (65)

G = \frac{0,62(150 - 8) \cdot 48000}{1000} = 4226\text{кг}/\text{сут} .

W = \frac{48000 \cdot 10,6}{24} = 21200\text{м}^{3} .

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

1,1(C_{nen} - C_{nex})4,6 .

Расчет денитрификатора

2.33. В качестве денитрификаторов могут применяться как смесители, так и вытеснители. Для осуществления процесса денитрификации в качестве источника углерода в сточные воды искусственно добавляют биологически неконсервативные органические вещества (метанол, органические кислоты и т.д.) или исходные сточные воды из расчета 3 — 6 мг БПК на 1 мг N - NO_{3}^{-} .

\rho^{dn} = \rho_{max}^{dn}(\frac{L_{ex}^{dn}}{L_{ex}^{dn} + K_{dn}})(\frac{1}{1 + \varphi_{dn}a_{i}^{dn}}) . (66)

Продолжительность пребывания в смесителе, ч:

t_{atm} = \frac{(L_{en}^{dn} - L_{ex}^{dn})}{a_{i}^{dn}(1 - \alpha)\rho^{dn}} , (67)

в вытеснителе

t_{atm} = [(L_{en}^{dn} - L_{ex}^{dn}) + 2,3K_{dn}lg \frac{L_{en}^{dn}}{L_{ex}^{dn}}] \frac{1 + \varphi_{a_{i}}^{dn}}{\rho_{max}^{dn}a_{i}^{dn}} . (68)

Значения кинетических констант принимаются по данным табл. 20.

Таблица 20

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

Пример расчета денитрификатора

Предельная доза денитрифицирующего ила при J_{i} = 100\text{см}^{3}/\text{г} составляет

a_{imax}^{dn} = 0,3 \cdot 1000/100 = 3\text{г}/\text{л} .

Удельная скорость денитрификации \rho^{dn} , мг/(г x ч), в смесителе по формуле (66)

\rho^{dn} = 58,8 \frac{9,1}{40 + 9,1} \cdot \frac{1}{1 + 0,19 \cdot 3} = 6,94 .

Продолжительность пребывания в денитрификаторе t_{atm} , ч, по формуле (67)

t_{atm} = (30 - 9,1)/3(1 - 0,3)6,94 = 1,43 .

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

Денитрификатор с фиксированной загрузкой

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

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

t_{bf}^{dn} = [(C_{en}^{dn} - C_{ex}^{dn}) + K_{d}K_{dn}ln \frac{C_{en}^{dn}}{C_{ex}^{dn}}] \frac{1 + \varphi_{dn}a_{i}^{dn}}{\rho_{max}^{dn}a_{i}^{dn}} , (69)

где t_{bf}^{dn} — время контакта, ч;

C_{en}^{dn} — концентрация азота нитратов в исходной воде, мг/л;

C_{ex}^{dn} — концентрация азота нитратов в очищенной воде, мг/л;

K_{d} — экспериментальный коэффициент, по табл. 21;

K_{dn} — константа Михаэлиса-Ментен, мг/л;

\varphi_{dn} — коэффициент ингибирования процесса денитрификации продуктами метаболизма активного ила, л/г;

\rho_{max}^{dn} — максимальная удельная скорость восстановления азота нитратов, \text{мг} \cdot N - NO_{3}^{-}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ;

Для денитрификации с использованием в качестве углеродного субстрата метанола и этанола значения кинетических констант K_{dn} , \varphi_{dn} , \rho_{max}^{dn} установлены экспериментально и определяются по табл. 20 и 21.

Таблица 21

Доза денитрифицирующего ила в сооружении зависит от концентрации азота нитратов в исходной воде и необходимой степени очистки. Для расчетов принимаются средние значения a_{i}^{dn} в соответствии с данными табл. 22.

Таблица 22

Объем рабочей части сооружения, заполненного загрузкой, подсчитывается как произведение

q_{w}t_{bf}^{dn} , (70)

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

Таблица 23

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

Пример расчета денитрификатора с фиксированной загрузкой

Время контакта сточных вод t_{bf}^{dn} , ч, с загрузкой определяется по формуле (69)

t_{bf}^{dn} = [300 - 10 + 0,6 \cdot 25ln \frac{300}{10}] \frac{1 + 0,17 \cdot 2,5}{44,9 \cdot 2,5} = 4,4 .

Объем загрузки W_{bf}^{dn} = 200 \cdot 4,4 = 880\text{м}^{3} .

Удаление из сточных вод соединений фосфора

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

Для удаления из сточных вод соединений фосфора применяют реагентную обработку, в процессе которой снижение содержания ортофосфатов происходит в результате химического взаимодействия вводимого реагента с ионами PO_{4}^{3 -} с образованием нерастворимых соединений, выпадающих в осадок, и в результате сорбции соединений фосфора хлопьями гидроксидов металлов.

В качестве реагентов могут быть использованы традиционные минеральные коагулянты, применяемые в практике водоподготовки сернокислое железо Fe^{3 +} , сернокислый алюминий, железный купорос. Можно также использовать отходы производств, содержащие соли Fe^{2 +} , Fe^{3 +} и Al^{3 +} , не токсичные для биологического процесса.

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

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

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

C_{\text{реаг}} = KC_{P\text{общ}} , (71)

C_{P\text{общ}} — концентрация общего фосфора в поступающей воде, мг/л. При отсутствии данных о концентрации в поступающей воде общего фосфора ориентировочно может быть принято C_{P\text{общ}} = (2 - 3)C_{PO_{4}^{3 -}} ; C_{PO_{4}^{3 -}} — концентрация фосфатов в поступающей воде, мг, PO_{4}^{3 -}/\text{л} .

Таблица 24

Учитывая возможное угнетение микроорганизмов активного ила при введении реагентов в иловую смесь, не рекомендуется принимать дозы сернокислого железа (II) более 25 мг/л по Fe_{2}O_{3} ; сернокислого железа (III) более 15 мг/л по Fe_{2}O_{3} ; сернокислого алюминия более 18 мг/л по Al_{2}O_{3} .

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

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

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

t_{atm} = (L_{en} - L_{ex})/a_{i}(1 - \beta s)\rho m , (72)

где a_{i} — доза ила, принимается по табл. 25;

Таблица 25

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

Таблица 26

Коэффициент, учитывающий изменение скорости окисления органического вещества за счет введения реагента по отношению к скорости окисления при биологической очистке, m, принимается по табл. 27 в зависимости от нагрузки по коагулянту N_{\text{коаг}} , \text{мг}Me_{2}O_{3}/\text{г} беззольного вещества ила, рассчитанной по формуле

N_{\text{коаг}} = C_{\text{реаг}}/a_{i}(1 - \beta s) . (73)

Таблица 27

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

Таблица 28

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

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

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

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

Промывку следует предусмотреть 2 — 3 раза в сут.

При расчете сооружений по обработке осадка необходимо учитывать увеличение массы сухого вещества активного ила в связи с образованием дополнительного химического осадка, количество которого на 1 мг/л Me_{2}O_{3} составляет 1% прироста активного ила, рассчитанного по п. 6.148 СНиП 2.04.03-85.

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

2.38. Исходные данные: расчетный расход сточных вод q_{w} = 4160\text{м}^{3}/\text{ч} ; \text{БПК}_{\text{полн}} начальное и конечное L_{en} = 200\text{мг}/\text{л} и L_{ex} = 15\text{мг}/\text{л} ; содержание взвешенных веществ C_{cdp} начальное и конечное 150 и 15 мг/л; содержание общего фосфора поступающей воды 16 по PO_{4}^{3 -} ; требуемая доза реагента C_{\text{реаг}} = 1 \cdot 16 = 16\text{мг}/\text{л} ; K = 1 — по табл. 24.

Необходимо удалить 75% общего фосфора.

Нагрузку по коагулянту определяем по формуле (73)

N_{\text{коаг}} = 16/6(1 - 1,3 \cdot 0,3) = 4,4\text{мг}/\text{г} .

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

\rho = 85 \cdot 15 \cdot 5/[(15 \cdot 5 + 33 + 0,625 \cdot 15)(1 + 0,07 \cdot 6)] = 18\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ,

где \rho_{max} = 85\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/(\text{г} \cdot \text{ч}) ;

C_{O} = 5\text{мг}/\text{л} (использование железного купороса);

K_{l} = 33\text{мг} \cdot \text{БПК}_{\text{полн}}/\text{л} ;

K_{O} = 0,625\text{мг}/\text{л} ;

\varphi = 0,07\text{л}/\text{г} .

Расчет периода аэрации в аэротенках производим по формуле (72)

t_{atm} = (200 - 15)/6(1 - 0,39)18,7 = 2,73\text{ч} .

В заключение определяем количество реагента для расчета реагентного хозяйства при содержании 52% FeSO_{4} в техническом железном купоросе (P_{\text{реаг}}) по формуле

3. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД

Нейтрализация сточных вод

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

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

В кислых сточных водах это составит

H_{2}SO_{4} — 4,7: 49 = 0,0958 г-экв/л;

HCl — 3,8: 36,5 = 0,1041 г-экв/л;

итого кислот — 0,2 г-экв/л.

NaOH — 3,3: 40 = 0,0825 г-экв/л;

Na_{2}CO_{3} — 2,9: 53 = 0,0547 г-экв/л;

итого щелочей — 0,1372 г-экв/л;

где 49; 36,5; 40; 53 грамм-эквиваленты H_{2}SO_{4} , HCl, NaOH и Na_{2}CO_{3} соответственно.

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

для кислых стоков

pH = - lg \frac{X}{\text{Э}} , (74)

где X — концентрация кислоты, г/л;

для щелочных стоков

pH = 14 + lg \frac{X_{1}}{\text{Э}_{1}} , (75)

где X_{1} — концентрация щелочи, г/л;

\text{Э}_{1} — ее эквивалентная масса.

По формуле (74) произведем следующий расчет:

2,02 = - lg \frac{X}{63} ; 2,02 = - (lgX - lg63) = - lgX + lg63 ,

где 63 — эквивалентная масса HNO_{3} ;

lg63 = 1,8, тогда 2,02 = -lgX + 1,8;

lgX = 1,8 — 2,02 = -0,22 = 1,78;

X = 0,603 HNO_{3}\text{г}/\text{л} (0,603 антилогарифм 1,78).

3.4 Пример расчета концентрации NaOH, имеющей величину pH = 12,77.

По формуле (75) произведем следующий расчет:

12,77 = 14 + lg \frac{X_{1}}{40} ; 12,77 = 14 + (lgX_{1} - lg40) ,

где 40 — эквивалентная масса NaOH, lg40 = 1,602, тогда 12,77 = 14 + lgX_{1} - 1,602 ;

lgX_{1} = 12,77 - 14 + 1,602 = 0,372 ;

X_{1} = 2,36 NaOH г/л (2,36 антилогарифм 0,372).

Непрерывно действующие фильтры, загруженные кусковым мелом, известняком, магнезитом, мрамором, доломитом и другими химическими веществами, могут применяться для нейтрализации соляно-кислых и азотно-кислых сточных вод, а также серно-кислотных, содержащих не более 5 г/л H_{2}SO_{4} и не содержащих солей тяжелых металлов.

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

M = \frac{100 - A}{A} (A_{1} + A_{2}) + A_{3} + (E_{1} + E_{2} - 2) .

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

W_{mud} = (10 \cdot M)/(100 - P_{mud}) .

Исходные данные. Нейтрализуемая сточная вода содержит 7 г/л FeSO_{4} и 10,3 г/л H_{2}SO_{4} . Применяемая для нейтрализации известь содержит 50% активной CaO (A). Расход нейтрализуемой сточной воды q_{w} = 120\text{м}^{3}/\text{сут} .

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

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

W_{mud} = (10 \cdot 31,1)/(100 - 90) = 3,1\% .

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

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

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

концентрация кислоты и ионов тяжелых металлов, кг/м3 . . . . . . . . . . . . . 5 10 15 20 30 40 50

1 год, от каждого 1 м3/сут
нейтрализованной воды . . . . . . . . . .  33  51  65  76  93  108  118

Адсорберы

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

а) подачу сточных вод в адсорбер;

б) контакт сточных вод с адсорбентом в адсорбере;

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

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

е) загрузку в адсорбер чистого адсорбента.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

По данным экспериментальной выходной кривой определяется длина зоны массопередачи H_{\text{м}} , заключенной между слоями чистого и отработанного адсорбента:

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

Длина зоны массопередачи должна быть меньше общей высоты загрузки на резервную высоту слоя, обеспечивающего очистку сточных вод в период смены отработанного адсорбента, и на высоту слоя отработанного адсорбента. Резервную высоту загрузки определяют по двум выходным кривым на высоте H_{\text{А}} и H_{\text{Б}}

H_{3} = u_{n}\tau = \frac{(H_{\text{А}} - H_{\text{Б}})\tau}{t_{\text{А}} - t_{\text{Б}}} , (78)

где u_{n} — фактическая скорость водного потока, равная v/\epsilon ( \epsilon — порозность загрузки).

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

t_{ads} = W_{b}^{t}W_{b}^{p}/q_{w}W_{sb} . (79)

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

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

D_{sb}^{min} = \frac{0,47\gamma C_{en}^{0,667}C_{s}^{0,178}}{K_{p}^{0,142}v_{a}^{0,991}} ; K_{p} = e^{- \Delta F^{\circ}/RT} ; \gamma = \frac{V_{\text{м}}}{0,09} , (80)

где V_{\text{м}} — молярный объем сорбата, дм3/моль.

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

Изотерму адсорбции, выражающую связь между концентрацией адсорбата в воде ( \text{С}_{en} , мг/л) и максимальной адсорбционной емкостью ( a_{sb}^{max} , мг/л), описывают уравнениями. При начальной концентрации сточной воды до 100 мг/л ХПК можно использовать изотерму Генри

При больших концентрациях обычно используют изотерму Фрейндлиха

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

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

Определив коэффициенты по опытным точкам, вычисляют величины a_{sb}^{max} и a_{sb}^{min} , задавшись C_{ex} и \text{С}_{en} , и по ним определяют дозы адсорбента, которые в статических условиях обеспечивают очистку воды до требуемого качества (до проскока) и до качества воды, соответствующего заданному исчерпанию емкости адсорбента. На основе расчетных доз, задавшись ориентировочной продолжительностью работы адсорбционной установки до перегрузки адсорбера, рассчитывают высоту адсорбционной загрузки, обеспечивающей очистку воды до проскока H_{2} и высоту загрузки, которая за тот же период должна исчерпать емкость H_{1}

H_{1} = \frac{D_{sb}^{min}q_{W}t_{ads}}{F_{ads}\gamma_{sb}^{\text{нас}}} ; H_{2} = \frac{D_{sb}^{max}q_{W}t_{ads}}{F_{ads}\gamma_{sb}^{\text{нас}}} . (86)

Уточняется величина H_{1} с учетом условий замены отработанного адсорбента чистым, т.е., например, для неподвижного плотного слоя загрузка H принимается равной высоте загрузки в одном аппарате.

Общая высота загрузки адсорбента принимается не менее чем

t_{ads} = \frac{2C_{ex}(H_{tot} - H_{1})\epsilon(C_{en} + a_{sb}^{max})}{vC_{en}^{2}} ; (88)

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

Расчет при Re < 4 проводится по формуле

\beta = 1,24(D_{\text{м}}/\epsilon d_{sb}^{2})Re^{0,568}Pr^{0,333} ; (0,2<Re^{2}<1) ; (92)

\beta = 1,12(D_{\text{м}}/\epsilon d_{sb}^{2})Re^{0,418}Pr^{0,333} ; (1<Re<4) . (93)

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

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

u = vC_{en}/[\epsilon(C_{en} + a_{sb}^{max})] . (94)

В адсорберах с псевдоожиженным углем для расчета используются формулы:

для двухсекционного аппарата

для трехсекционного аппарата

\frac{C_{ex}}{D_{sb}^{3}q_{w}^{2}} q_{sb}^{3} + \frac{C_{ex}}{D_{sb}^{2}q_{w}} q^{2} + \frac{C_{ex}}{D_{sb}} b_{sb} - q_{w}(C_{en} - C_{ex}) = 0 . (96)

3.11. На основе выполненных теоретических исследований приведем примеры расчета.

Порядок расчета: определяем максимальную сорбционную емкость a_{sb}^{max} в соответствии с изотермой, мг/г:

Находим общую площадь одновременно и параллельно работающих адсорберов, м2:

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

N_{ads}^{b} = \frac{F_{ads}}{f_{ags}} = \frac{41,7 \cdot 4}{3,14 \cdot 3,5^{2}} = 4,3 . (99)

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

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

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

Ориентировочная высота загрузки, обеспечивающая очистку, м:

Ориентировочная высота загрузки, выгружаемая из адсорбера, м:

H_{1}^{\text{ор}} = \frac{D_{sb}q_{w}t_{ads}^{\text{ор}}}{F_{ads}\gamma_{sb}^{\text{нас}}} = \frac{4,1 \cdot 417 \cdot 24}{41,7 \cdot 450} = 2,2 . (103)

Высота слоя отработанного адсорбента, выгружаемого из адсорбера, принимается равной загрузке одного адсорбера H = 2,5 м, резервная высота загрузки H_{3} = 2,5\text{м} , H_{2} = 5 .

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

Общее количество последовательно установленных в одной линии адсорберов:

Продолжительность работы t_{ads} адсорбционной установки до проскока (при одном адсорбере, находящемся в процессе перегрузки), ч:

\epsilon = 1 - 0,45/0,9 = 0,5 ; (106)

Продолжительность работы одного адсорбера до исчерпания емкости, ч:

t_{2ads} = \frac{2C_{en}K_{sb}H_{1}\epsilon(a_{sb}^{max} + C_{en})}{vC_{en}^{2}} = \frac{2 \cdot 0,625 \cdot 0,7 \cdot 2,5 \cdot 0,5(0,625 + 200)}{11 \cdot 0,625^{2}} = 51 . (108)

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

Произведем расчет объема загрузки одного адсорбера, м3:

сухой массы угля в одном адсорбере, т:

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

что соответствует дозе угля, г/л:

D_{sb} = \text{З}_{sb}/q_{w} = 0,86/417 = 2,1 . (112)

Исходные данные: производительность установки 120 м3/ч; активный уголь КАД-иодный с эквивалентным диаметром зерен 2,5 \cdot 10^{- 3}\text{м} ; начальная концентрация бензойной кислоты в сточной воде C_{en} = 10,65\text{моль}/\text{м}^{3} ; конечная концентрация бензойной кислоты в очищенной воде C_{ex} = 0,1\text{моль}/\text{м}^{3} ; высота слоя угля в адсорбере H_{ads} = 3\text{м} .

Порядок расчета: определяем константу адсорбционного равновесия K_{p} по табл. 29, расчет производим по формуле

K_{p} = e^{- \Delta F^{\circ}/RT} , (113)

где R = 8,33 Дж/(моль x град), при температуре сточной воды t = 25 °C;

( - \Delta F^{\circ})C_{6}H_{5}COOH = \delta( - \Delta F^{\circ})C_{6}H_{5} + \delta( - \Delta F^{\circ})COOH = 21,2 + 1,63 = 22,83 .

Таблица 29

Логарифмируем выражение (113)

lgK_{p} = \frac{- \Delta F^{\circ}}{2,303RT} = \frac{22,83}{2,48 \cdot 2,303} = 4 ,

2,303 — коэффициент перевода ln в lg.

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

D_{sb}^{0,47}\gamma = \frac{C_{en}^{0,677}C_{s}^{0,178}}{K_{p}^{0,142}v_{a}^{0,991}} , (114)

где \gamma — отношение молярного объема данного вещества к молярному объему стандартного вещества;

v* — молярный объем бензойной кислоты, равный 0,1135 дм3/моль;

v_{\text{ст}}^{*} — молярный объем стандартного вещества (постоянная величина в расчетах, равная 0,09 дм3/моль);

C_{en} = 10,65\text{моль}/\text{м}^{3} ;

C_{s} — растворимость бензойной кислоты в воде, равная 27,8 моль/м3;

v_{a} — предельный адсорбционный объем, равный для угля КАД-иодный 0,3 дм3/кг.

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

,

\beta = 1,24(D_{\text{м}}/\epsilon_{\text{н}}d_{sb}^{2})Re^{0,568}Pr^{0,338} (0,2<Re<1) ; (115)

\beta = 1,12(D_{\text{м}}/\epsilon_{\text{н}}d_{sb}^{2})Re^{0,418}Pr^{0,333} (1<Re<4) , (116)

где \epsilon_{\text{н}} — порозность неподвижного слоя, принимаемая равной 0,4;

D_{\text{м}} — величина коэффициента молекулярной диффузии берется из справочных данных (Д. Шервуд; Т. Рид. Свойства газов и жидкостей. — М.: Химия, Т. 1. — 1969. — 640 с; Справочник химика. — М.: Химия. — 1971. — 1168 с.);

\nu — величина кинематической вязкости воды, равная: \nu = 10^{- 6}\text{м}^{2}/\text{с} .

Re = 0,278 \cdot 10^{- 3} \cdot 2,5 \cdot 10^{- 3}/10^{- 6} = 0,694 ;

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

б) пусть v = 2,222 \cdot 10^{- 3}\text{м}/\text{с} (8 м/ч), тогда

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

Тогда

P = C_{en}/C_{0,5} = \frac{C_{en}K_{p}^{0,392}\gamma^{2,6759}}{15C_{s}^{0,5073}} ,

C_{0,5} = 15 \frac{C_{s}^{0,5073}}{K_{p}^{0,3928}\gamma^{2,6759}} ,

Задание. Рассчитать время работы адсорбера до проскока при: v = 0,278 \cdot 10^{- 3}\text{м}/\text{с} = 1\text{м}/\text{ч} ; \nu_{sb}^{\text{мас}} = 430\text{кг}/\text{м}^{3} ; H_{tot} = 3 ; C_{en} = 10,65\text{моль}/\text{м}^{3} ; C_{ex} = 0,1\text{моль}/\text{м}^{3} .

Рассчитаем величину

По данным предыдущих расчетов K = 10000; C_{s} = 27,8\text{моль}/\text{м}^{3} ; \gamma = 1,26 .

Рассчитаем продолжительность t_{ads} , ч, работы адсорбера до регенерации активного угля

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

Рассчитаем величину t_{ads} , ч, при скорости фильтрования, равной v = 2,222 \cdot 10^{- 3} = 8\text{м}/\text{ч} . При этом \beta = 26,5681/\text{ч} ,

{}_{t_{ads} = 11,4362}{_{3 - 0,3011[0,5126 + 1]}}_{= 11,4362(3 - 0,4554) = 29\text{ч}} .

Приняв диаметр аппарата D = 3,2 м (f_{ads} = 8,04\text{м}^{2}) и скорость движения жидкости v = 1 м/ч, находим требуемое количество работающих адсорберов при производительности установки 120 м3/ч

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

N_{ads} = \frac{120}{8,04 \cdot 8} = 2(\text{аппарата}) .

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

Исходные данные: производительность установки 400 м3/ч; используется активный антрацит с эквивалентным диаметром зерен 0,5 \cdot 10^{- 3}(0,5\text{мм}) ; начальная концентрация биологически очищенных сточных вод C_{en} = 50\text{г}O/\text{м}^{3} ; конечная концентрация органических загрязнений в воде C_{ex} = 15\text{г}O/\text{м}^{3} .

Порядок расчета: минимальную дозу активного угля при доочистке биологически очищенных сточных вод определяем по формуле, кг/м3:

q_{sb} = \frac{\frac{C_{ex}}{D_{sb}^{mi}} \sqrt[n]{\frac{C_{ex}^{2}}{D_{sb}^{2}} + 4 \frac{C_{ex}}{D_{sb}^{2}} (C_{en} - C_{ex})}}{[2C_{ex}/D_{sb}^{2}q_{w}]} ; (117)

Принимаем двухсекционный аппарат с общей высотой псевдоожиженного слоя 3 м (1,5 м высота слоя на каждой секции).

3.12. Для определения основных технологических параметров работы адсорбционных аппаратов принимаем, что относительное расширение псевдоожиженного слоя в аппарате равно: H_{ads}^{n}/H_{ads} = 1,5 ( H_{ads}^{n} — высота псевдоожиженного слоя, образованного из неподвижного, высотой H_{ads} ). Тогда порозность \epsilon_{n} псевдоожиженного слоя с заданным относительным расширением составит

\epsilon_{n} = 1 - \frac{H_{ads}}{H_{ads}^{n}} (1 - \epsilon) = 1 - \frac{1}{1,5} (1 - 0,4) = 0,6 ,

\epsilon — порозность неподвижного слоя, равная 0,4.

Преобразуя формулу

находим скорость восходящего потока жидкости, v, м/ч, обеспечивающей заданную порозность псевдоожиженного слоя, где Ar — число Архимеда, определяемое по формуле

Ar = \frac{gd_{sb}^{3}\gamma_{sb}^{\text{ист}} - \gamma_{b}}{\nu^{2}\gamma_{b}} (1 - P_{i}) , (119)

Подставляя числовые значения в формулы (118) и (119), получим:

число Архимеда

порозность

где Re = vd_{sb}/v — число Рейнольдса, Re = 2,57.

Преобразуя число Рейнольдса, определим скорость потока v, м/ч:

v = \frac{Rev}{d_{sb}} = \frac{2,57 \cdot 1 \cdot 10^{- 6}}{0,5 \cdot 10^{- 3}} = 5,14 \cdot 10^{- 3} = 18,5 .

Таким образом, для обеспечения полуторакратного расширения псевдоожиженного слоя активного угля с размером частиц 0,5 \cdot 10^{- 3} (0,5 мм) скорость потока должна быть равна 18,5 м/ч.

При диаметре адсорбера 3 м его производительность q_{w} равна, м3/ч:

q_{w} = \frac{\text{П}D^{2}}{4} v = \frac{3,14 \cdot 3^{2}}{4} 18,5 = 131 .

Следовательно, для обеспечения очистки 400 м3/ч сточной воды необходимо три адсорбционных аппарата.

Часовой расход равен (51,4/10)131 = 673 кг/ч. Перепад давления в псевдоожиженном слое активного угля определяем по формуле, Н/м2:

Для расчета адсорбционной аппаратуры в табл. 29 приводятся характеристики активных углей, выпускаемых отечественной промышленностью. В табл. 30 приведены инкременты стандартного уменьшения свободной энергии адсорбции из водных растворов некоторых структурных элементов и функциональных групп молекул органических веществ, часто встречающихся в сточных водах.

Таблица 30

Установки для ионообменной очистки сточных вод

A_{I} и A_{II} — OH-анионитовые фильтры I и II ступени; Д — декарбонизатор; ПБ — промежуточный бак; М — механические фильтры; У — сорбционные фильтры; Ф — фильтры смешанного действия (ФСД)

Для более глубокой очистки сточных вод от анионов слабых кислот (боратов, силикатов) применяют схему с одноступенчатым H-катионированием и 2-ступенчатым анионированием (рис. 20, б). На первой ступени анионирование производится с использованием слабооснувных анионитов, на второй ступени используются сильнооснувные аниониты.

Для обессоливания и очистки сточных вод при большом содержании катионов щелочных металлов и аммония, а также при наличии ионов 2- и 3-валентных металлов целесообразно применять 2-ступенчатое H-катионирование (рис. 20, в).

При наличии в обрабатываемой воде большого количества солей угольной кислоты, для предотвращения быстрого истощения емкости сильнооснувных анионитов 2-й ступени анионирования, из воды, после H-катионирования, удаляется углекислота в специальных дегазаторах с насадкой из колец Рашига, с деревянной хордовой насадкой или в других массообменных аппаратах (рис. 20, г).

В ряде случаев для стабилизации показателя pH очищенной воды или глубокого обессоливания ее и удаления анионов слабых кислот вместо анионитовых фильтров второй ступени или после них используют фильтры смешанного действия (ФСД), загружаемые сильнокислотными катионитами и сильнооснувными анионитами (рис. 20, д).

В зависимости от конкретных условий возможны и другие компоновки ионообменных установок с включением различного количества ступеней катионирования и анионирования и возможным чередованием их. При наличии в сточных водах сложных смесей катионов большое значение имеет селективное их поглощение катионитами.

Для определения наименее сорбируемых катионов при обмене на сильнокислотном катионите КУ-2 следует принимать во внимание ряд катионов по энергии их вытеснения друг другом

При обмене на слабокислотном катионите КБ-4 установлен следующий ряд катионов:

Установлен аналогичный ряд поглощения анионов сильных кислот на сильнооснувном и слабооснувном анионитах

Cl^{-}<NO_{3}^{-}<SO_{4}^{2 -}<CrO_{4}^{2 -} .

Анионы слабых кислот по сродству к сильнооснувным анионитам образуют следующий ряд: силикаты < бораты < фосфаты.

В случае присутствия в воде нескольких катионов и анионов системы рассчитываются как однокомпонентные по наименее сорбируемым или лимитирующим ионам. Расчетные концентрации ионов принимаются равными концентрациям суммы ионов (катионов и анионов раздельно), а емкость ионитов, равной емкости ионитов по наименее сорбируемым или лимитирующим ионам, при сорбции их из индивидуальных растворов.

В ряде случаев ионообменные установки применяются специально с целью извлечения специфичных, отдельных компонентов из сточных вод.

Иониты для очистки и обессоливания сточных вод

В качестве слабооснувных анионитов могут применяться: АН-2-ФН, АН-18, АН-22, АН-32, АН-221, АН-251. Аниониты промежуточной основности ЭДЭ-10П. Сильнооснувные аниониты АВ-17-8, АВ-29-12П.

В табл. 31 дана характеристика некоторых отечественных катионов (ГОСТ 20298-74*), в табл. 32 - некоторых отечественных анионитов (ГОСТ 20301-74*). Выбор ионитов для очистки сточных вод производится в зависимости от условий ведения процесса и требований к качеству очищенной воды.

Таблица 31

Таблица 32

Для выбора ионообменной смолы при удалении из воды того или иного специфического соединения или элемента приводятся обменные емкости ионитов по некоторым компонентам, присутствующим в сточных водах.

В табл. 33 дана динамическая обменная емкость (ДОЕ) ряда катионитов по меди, никелю и цинку; в табл. 34 - ДОЕ сильно- и слабооснувных анионитов по шестивалентному хрому. В табл. 35 приведена рабочая обменная емкость анионита АВ-17 в OH-форме по анионам сильных кислот при извлечении хроматов. В последующих таблицах даются опытные данные: по емкости некоторых ионитов по фенолу (табл. 36), катионитов КУ-2 и КБ-4П-2 по пиридину (табл. 37), анионитов ЭДЭ-10П и АВ-17 по муравьиной кислоте (табл. 38) и некоторых катионитов по анилину (табл. 39).

Таблица 33

Таблица 34

Таблица 35

Таблица 36

Таблица 37

Таблица 38

Таблица 39

Ионообменные аппараты

3.15. Процессы ионообменной очистки и обессоливания сточных вод могут осуществляться в различных аппаратах: ионообменных фильтрах с обработкой воды в плотном слое; фильтрах для работы с псевдоожиженным слоем ионитов; пульсационных колоннах, «паучках».

Наиболее распространено применение серийно выпускаемых Таганрогским заводом «Красный котельщик» и Бийским котельным заводом ионообменных фильтров для фильтрования воды в плотном слое. Для очистки и обессоливания сточных вод используются стандартные H-катионитовые фильтры — первой ступени, вертикальные, параллельно-точные. Их характеристики приведены в табл. 40.

Таблица 40

Фильтры смешанного действия имеются двух видов: с внутренней регенерацией и с выносной регенерацией. Наибольшее применение в практике очистки и обессоливания сточных вод находят ФСД с внутренней регенерацией. Их характеристика приведена в табл. 41.

Таблица 41

Важным моментом в проектировании ионообменных установок является расчет потери напора в загрузке ионитовых фильтров. В табл. 42 приведены данные о потере напора в зависимости от крупности зерен ионита, высоты слоя и скорости фильтрования.

Таблица 42

3.16 Технологические данные для расчета H-катионитовых фильтров

Скорость фильтрования, м/ч . . . . . . . 10 — 15

Скорость регенерации, м/ч . . . . . . . 1,0 — 1,5

Направление потока при фильтрации, регенерации и отмывке . . . . . . . . . сверху вниз

Интенсивность взрыхления катионита перед регенерацией, л/(с x м2) . . . . . 3

Время взрыхления, мин . . . . . . . . . 5 — 7

Скорость отмывки катионита после регенерации, м/ч . . . . . . . . . 6 — 10

Регенерационный раствор . . . . . . . . 7 — 10%-ные растворы HCl или H SO 2 4

ДОЕ КУ-2 по сумме ионов 2- и 3-валентных металлов . . . . . . . . . 15 — 19 кг (830 — 1050 г-экв) на 1 м3 набухшей смолы

КУ-23 . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 — 10,5 кг/м3 (450 — 580 г-экв/м3)

Ориентировочный годовой износ катионита 10%

3.17 Технологические данные для расчета анионитовых фильтров

Скорость фильтрования, м/ч . . . . . . . 10 — 15

Скорость регенерации, м/ч . . . . . . . 1,5 — 2

Направление потока при фильтрации, регенерации и отмывке . . . . . . . . . сверху вниз

Интенсивность взрыхления анионита перед регенерацией, л/(с x м2) . . . . . 3 — 4

Время взрыхления загрузки, мин . . . . . 5 — 7

    Скорость отмывки после регенерации, м/ч  5 - 6
    Регенерационный раствор  . . . . . . . . 3 - 4% NaOH

ДОЕ анионитов по анионам сильных кислот, г-экв на 1 м3 набухшей смолы . . АН 2ФН-80-1000;

                                         АН-22-900-1000;

                                         АН-31-1000-1200

Ориентировочный годовой износ . . . . . 15 — 20%.

Способы защиты ионообменных установок

Для защиты от коррозии внутреннюю поверхность корпуса фильтров и емкостей либо гуммируют, либо покрывают кислотостойкими смолами и лаками. Нижние распределительные устройства трубчатого типа, крепежные детали внутри корпуса фильтра и другую арматуру изготовляют из нержавеющей стали. Верхние распределительные устройства выполняются из полиэтилена. Нижние распределительные устройства типа «ложное дно» изготовляют из полимерных материалов: доски из пресс-материала АГ-40, щелевые колпаки — из сополимера стирола СНП-2.

Пример расчета ионообменной установки по доочистке и обессоливанию сточных вод цеха гальванических покрытий

3.19. Назначение ионообменной установки. На ионообменную установку подаются промывные кислотно-щелочные сточные воды цеха в смеси с хромосодержащими (после их предочистки электрокоагуляцией) и циансодержащими (после каталитического окисления цианидов кислородом) сточными водами.

Расход воды на собственные нужды установки после ее запуска и вывода на режим принимается 10 — 15% ее производительности.

Характеристика обрабатываемых сточных вод. Количество сточных вод с учетом пополнения воды на потери и на собственные нужды установки на данном объекте составляет 820 м3/сут, в среднем 51 м3/ч при непрерывной 2-сменной работе. Основные показатели смеси сточных вод, поступающих на ионообменную установку, приведены в табл. 43.

Таблица 43

В состав установки входят: усреднитель сточных вод, отстойник, механические фильтры, сорбционные фильтры, H-катионитовые фильтры, OH-анионитовые фильтры, узел приготовления регенерирующих растворов, емкости для сбора обессоленной воды, элюатов от регенерации ионитов и промывочных вод, узел обезвреживания элюатов.

Описание технологической схемы ионообменной очистки и подготовки воды

Сточные воды после усреднения и отделения ГДП в отстойнике поступают в сборник, из которого насосом подаются последовательно на механические, сорбционные, катионитовые и анионитовые фильтры. Обессоленная вода поступает в сборник, из которого направляется затем потребителям.

Расчет ионообменной установки. Накопитель-усреднитель сточных вод рассчитывается из условия 3 — 4-часового усреднения по соответствующему разделу СНиП 2.04.03-85 при максимальном расходе сточных вод. Емкость его принимается равной 150 — 200 м3. Отстойник (вертикальный или тонкослойный) рассчитывается согласно пп. 6.57 - 6.70 СНиП 2.04.03-85.

Для подготовки фильтра к работе в следующем фильтроцикле загрузка после опорожнения фильтра отмывается противотоком воды [13 — 15 л/(с x м2)] в течение 7 — 8 мин. Отмывочная вода подается в усреднитель сточных вод перед отстаиванием. Необходимая площадь фильтрования должна быть в пределах

\frac{51}{10} - \frac{51}{8} = 5,1 - 6,4\text{м}^{2} .

Количество фильтров принимается в соответствии с их характеристиками. Рекомендуется применять 2 рабочих фильтра диаметром 2 м и площадью 3,14 м2 каждый.

H-катионитовые фильтры рассчитываются на производительность 51 м3/ч. Содержание катионов металлов 7,7 г-экв/м3 при эксплуатации (см. табл. 42) и 8,3 г-экв/м3 при запуске (работа без оборота).

Объем катионита W_{kat} , м3, в водород-катионитовых фильтрах определяется по формуле

где

W_{kat} = \frac{16 \cdot 51(7,7 - 1,2)}{0,5 \cdot 800} = 13,26\text{м}^{3} ;

F_{k} = W_{k}/H_{k} , (122)

F_{k} = \frac{13,26}{2} : \frac{13,26}{3} = 6,63 - 4,42\text{м}^{2} .

Предлагается к установке один рабочий и один резервный фильтр диаметром 2,6 м и сечением 5,3 м2 каждый. При этом скорость фильтрования составит 51/5,3 = 9,6 м/ч (скорость фильтрования должна быть в пределах 8 — 15 м/ч).

Длительность рабочего цикла фильтра принята 2 сут по 16 ч. Она может быть рассчитана по формуле

Подставив цифровое обозначение в формулу (123), получим

Регенерация катионитовых фильтров производится 7 — 10%-ным раствором соляной кислоты в количестве 2,5 — 3 г-экв на 1 г-экв сорбированных катионов (на 1 г-экв РОЕ катионита). Расход реагента на регенерацию одного фильтра в одном цикле определяется по формуле

Подставив цифровые обозначения, получим

При повторном использовании части элюатов на регенерацию расход кислоты может быть сокращен на 30 — 40%.

На взрыхление смолы при интенсивности 3 л/(с x м2) в течение 20 мин

на приготовление 10%-ной соляной кислоты

\frac{3744 \cdot 31}{10 \cdot 1000} = 11,6\text{м}^{3} ,

на послерегенерационную отмывку — 3 - 4 объема на 1 объем ионита, т.е. 13,25 x 3,5 = 46,4 м3.

Общий объем воды на один фильтр в цикле 77,1 м3, средний часовой расход 77,1 / 32 = 2,4 м3.

Анионитовые фильтры. Загрузка — слабооснувный анионит АН-31, производительность 51 м3/ч. На анионитовые фильтры поступает H-катионированная вода с содержанием анионов сильных кислот 7,4 г-экв/м3 (см. табл. 43).

Рабочая емкость анионита E_{w}^{an} рассчитывается по формуле (121), где \alpha для слабооснувных анионитов = 0,9, E_{gen}^{an} = 1120 ; q_{an} = 3 - 4\text{м}^{3} на 1 м3 ионита; K_{ion} = 0,8 ; E_{w0}^{an} = 0,9 \cdot 1120 - 0,8 \cdot 4 \cdot 1,7 = 1000 ;

\text{П}_{reg} — число регенерации анионитовых фильтров в сутки (принимается 1 раз в 3 сут)

F_{an} = 16q_{w}/n_{reg}t_{f}v_{f} ; (125)

Регенерация анионита производится 4%-ным раствором гидроксида натрия в количестве 2,5 экв на 1 экв рабочей обменной емкости. Расход 100%-ного гидроксида натрия рассчитывается по формуле (124)

P_{b} = \frac{13,25 \cdot 1000 \cdot 2,5 \cdot 40}{10^{3}} = 1325\text{кг} ,

где 40 — эквивалентная масса гидроксида натрия.

Расход воды на регенерацию анионитовых фильтров:

на взрыхление смолы

5,3 x 3 x 60 x 20 x 0,001 = 19,1 м3;

на приготовление 4%-ного раствора гидроксида натрия 1325 / 40 = 33,1 м3;

на послерегенерационную отмывку фильтра 13,25 x 5 = 66,2 м3. Общий расход воды на регенерацию составил 118,4 м3, а продолжительность регенерации 33,1 / 5,3 x 2 = 3,12 ч, продолжительность отмывки 66,2 / 5,3 x 6 = 2,08 ч, продолжительность работы фильтра между регенерациями

Площадь фильтрования

F_{a} = (16 \cdot 51)/(0,33 \cdot 43 \cdot 12) = 4,79\text{м}^{2} ,

Часовой расход воды на регенерацию составит 118,4/43 = 2,75 м3/ч.

Часть отмывочной воды может использоваться для приготовления регенерационного раствора. Общий расход очищенной воды на собственные нужды ионообменной установки (на взрыхление, регенерацию, отмывку ионитов всех фильтров) без учета повторного использования составит 2,4 + 2,75 = 5,15 м3/ч, или 10% производительности установки.

Выбор оборудования

3.20. Для ионообменной установки выбирается серийно выпускаемое оборудование заводского изготовления в кислотостойком исполнении. Выбор ионообменных фильтров производится с учетом непрерывной работы и возможности регенерации одного из них без прекращения работы всей установки.

В табл. 44 приводится техническая характеристика ионообменной установки и технологические показатели эксплуатации механических, сорбционных (табл. 45) и ионообменных (табл. 46) фильтров, а также перечень и расход основных материалов для загрузки фильтров (табл. 47) и реагентов на их регенерацию (табл. 48).

Таблица 44