Справочное пособие к СНиП 2.04.03-85

Справочное пособие к СНиП 2.04.03-85 Проектирование сооружений для очистки сточных вод

ВСЕСОЮЗНЫЙ ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ КОМПЛЕКСНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ И КОНСТРУКТОРСКО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ ИНСТИТУТ ВОДОСНАБЖЕНИЯ КАНАЛИЗАЦИИ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ И ИНЖЕНЕРНОЙ ГИДРОГЕОЛОГИИ ВНИИ ВОДГЕО ГОССТРОЯ СССР СПРАВОЧНОЕ ПОСОБИЕ К СНиП 2.04.03-85 ПРОЕКТИРОВАНИЕ СООРУЖЕНИЙ ДЛЯ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД Москва Стройиздат 1990 Разработано к СНиП 2.04.03-85 «Канализация. Наружные сети и сооружения на основе результатов научных исследования и опыта эксплуатации сооружений и установок для очистки сточных вод за последние годы в различных отраслях промышленности. Содержит методики и примеры расчета вспомогательные справочные материалы необходимые при проектировании очистных сооружений. Для инженерно-технических работников проектных и строительно-монтажных организаций. 1. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД Усреднители 1.1. Усреднение расхода и концентрации загрязнений позволяют рассчитывать все последующие звенья очистки не на максимальные а на некоторые средние значения параметров потока. Экономичнее иметь усреднитель в начале цепи чем завышать объем и производительность каждого из последующих звеньев очистки. 1.2. Выбор рациональной схемы усреднения типа усреднителя расчет его объема проводятся на основе информации о характере колебаний параметров входного потока концентраций Сen t и расхода qen t ч и требований на допустимые колебания параметров сточных вод на выходе усреднителя Ceх t qex t . Эти требования обычно устанавливаются на основе максимально допустимых величин Сadm и qadm назначаемых в зависимости от типа последующих очистных сооружений при этом они должны превышать средние значения параметров Сen mid qen mid. Для расчета объема усреднителя используется информация получаемая: от технологов основного производства которые используя характеристику номинального режима производства и аварийных режимов могут прогнозировать характер поступления сточных вод на очистные сооружения; с объектов-аналогов а также непосредственным наблюдением на объекте. Информация может накапливаться в записях заводских лабораторий об изменениях расхода и лимитируемых показателей загрязнения сточной воды. При наличии на предприятии контрольно-измерительной аппаратуры изменение состава сточных вод регистрируется непрерывно при отсутствии - дискретно с различной длительностью интервалов между лабораторными анализами не более 1 ч . Окончательная форма представления информации о колебаниях - таблицы и графики. Полученная информация о колебаниях расхода и состава сточных вод по лимитируемым загрязнениям например: рH среды интенсивность окраски взвешенные вещества специфические загрязнения производства а также представление о количественном и качественном составе нерастворимых загрязнений даст возможность вести расчет объема усреднителя в соответствии с основными типами нестационарности потока: залповые сбросы высококонцентрированных сточных вод; циклические колебания; случайные колебании произвольного спектра. Сведения о количественном и качественном составе нерастворимых загрязнений необходимы для выбора способа перемешивания и расчета перемешивающих устройств. Кроме того эти сведения помогу принять решения о возможной компоновке усреднителя с отстойной зоной в целях облегчения его эксплуатации и частичной очистки стоков. Образование непредусмотренного и трудноотделяемого осадка в усреднителях является основной причиной снижения эффективности их работы. Конструктивное выделение зоны отстаивания в усреднителе приемлемо при наличии узла обработки осадка в технологической цепи очистки напорная реагентная флотация отстаивание осветление . Типы и конструкции усреднителей 1.3. Тип усреднителя необходимо выбирать в зависимости от характера и количества нерастворенных компонентов загрязнений а также динамики поступления сточных вод. При гашении залповых сбросов предпочтительнее конструкции многоканального типа при произвольных колебаниях практически равноценны любые типы усреднителей. В таких случаях большую роль играют вид и количество нерастворенных загрязнений. К многоканальным конструкциям относятся: прямоугольные - Д. М. Ванякина круглые - Д. А. Шпилева конструкции с неравномерным распределением расхода и объемов по каналам. Усреднитель-смеситель барботажного типа следует применять для усреднения стоков независимо от режима их поступления при содержании грубодиспергированных взвешенных веществ с концентрацией до 500 мг/л гидравлической крупностью до 10 мм/с. Усреднитель-смеситель с механическим перемешиванием и отстойной зоной необходимо применять для усреднения стогов с содержанием взвешенных веществ более 500 мг/л любой гидравлической крупности. Режим поступления стоков - произвольный. Усреднители следует устанавливать после отстойников или оборудовать их отстойной частью с целью облегчения эксплуатации. Расчет отстойной части необходимо проводить по данным кинетики осаждения взвесей аналогично расчету отстойников. При этом необходимо учитывать гидродинамический режим выбранного типа усреднителя. Для подавления залповых сбросов высококонцентрированных стоков и произвольных колебаний состава и при наличии взвешенных мелкодиспергированных веществ с концентрацией до 500 мг/л гидравлической крупностью до 5 мм/с следует применять многоканальные усреднители без принудительного перемешивания. При необходимости усреднения и расхода усреднитель блокируется с аккумулирующей емкостью. КОНСТРУКЦИИ УСРЕДНИТЕЛЕЙ РАЗЛИЧНОГО ТИПА 1.4. Комплексный подход к выбору типа усреднителя и его расчету в зависимости от характера колебаний концентрации загрязнений и расхода сточных вод от их качественного состава позволил выявить основные ниш 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 положении: 1. Распределение сточных вод по площади усреднителя должно быть максимально равномерное. С этой целью могут использоваться системы подающих лотков с придонными водосливными окнами расположенными на расстоянии 2 м друг от друга. При обеспечении должного качества строительства возможно распределение жидкости из лотков через донные выпуски. Размеры выпусков рассчитываются по формуле: 1 Каждый распределительный лоток оборудуется двумя шиберами: на входе в лоток для создания оптимального режима и равномерного распределения сточной воды между лотками; и в конце лотка в торцевом придонном водосливном окне размером 20х40 см НхВ обеспечивающий периодическую промывку лотка. Число распределительных лотков и размещение выпускных окон в одной или обеих стенках лотков принимается из такого расчета чтобы в каждый циркуляционный поток поступало одинаковое количество жидкости. 2. При напорной подаче воды на усреднитель перед ним на трубопроводе необходимо устанавливать колодец гашения напора. Целесообразнее самотечная подача стоков на усреднитель. В этом случае сооружение несет на себе всю нагрузку по выравниванию расхода и концентрации. 3. Расчет объема усреднителя ведется в зависимости от характера поступления сточных вод на сооружение в соответствии с формулами 19 - 24 СНиП 2.04.03- 85. Максимальная величина скорости проточного течения жидкости в усреднитель 2 5 мм/с при этом длина секции усреднителя принимается из расчета 2 с учетом графика поступления концентрации загрязнении по часам суток. С целью обеспечения равномерного распределения жидкости и воздуха вдоль усреднителя целесообразна длина секции не более 24 м. Глубина слоя поды в усреднителе из конструктивных соображений принимается в пределах 3-6 м. Ширина секции усреднителя принимается не более 12 м. 4. В качестве барботеров в усреднителе рекомендуется использовать перфорированные трубы с отверстиями диаметром 3 мм шаг 8-16 см располагаемыми в нижней части трубы в один или два ряда под углом 45° к оси трубы. Трубы укладываются горизонтально вдоль резервуара на подставках высотой 6-10 см. Допустимое отклонение от горизонтальной укладки труб барботеров не должно превышать ± 0 015 м так чтобы связанная с этим неравномерность подачи воздуха по длине барботера не превысила одной трети от принятой в расчете неравномерности подачи воздуха 20 % среднего расхода воздуха . Барботеры подразделяют на пристеночные создающие один циркуляционный поток и промежуточные создающие два циркуляционных потока. Оптимальное расстояние между барботерами следует считать 2-3 Н а между барботерами и параллельной ему стеной усреднителя 1-1 5 Н где Н - глубина погружения барботера. При расчете принимаются: интенсивность барботирования для усреднения концентрации растворенных примесей при простеночных барботерах 6 м3/ч на 1 м при промежуточных барботерах 12 м3/ч на 1 м; интенсивность барботирования для предотвращения выпадания в осадок взвесей в пристеночных барботерах 12 м3/ч на 1 м в промежуточных 24 м3/ч на 1 м. Числа стояков подвода воздуха к барботеру и шаг между радиальными отверстиями перфорации для барботеров из полиэтиленовых труб надлежит определять в зависимости от требуемой интенсивности барботирования и заданной неравномерности подачи воздуха на основании данных приведенных в табл. 1. В расчете принято что каждый стояк присоединен к середине обслуживаемого им участка барботера длиной l. При расположении стояка подвода воздуха у одного из концов барботера длина обслуживаемого участка будет равна l/2. Таблица 1 Наружный диаметр трубы мм Диаметр центрального отверстия барботера мм Диаметр перфорационных отверстий мм Число рядов перфорационных отверстий Интенсивность подачи воздуха Нм3/ч Перевод давления на перфорационном отверстии кПа Шаг радиальных отверстий мм Неравномерность подачи воздуха % Длина барботера обслуживаемого одним стояком м 6 1 160 20 39 5 1 12 4 160 20 42 5 12 1 80 20 28 5 50 42 5 3 12 1 160 20 29 2 24 4 160 20 32 24 1 80 20 22 6 1 160 12 50 1 12 4 160 10 50 6 3 59 3 12 1 80 20 44 12 1 160 20 43 5 2 24 4 160 20 47 24 1 80 20 33 5 6 1 160 5 50 1 12 4 160 4 50 75 71 3 12 1 80 13 50 12 1 160 13 50 2 24 4 160 10 50 24 1 80 20 435 Расчетная глубина погружения барботера принята равной 4 3 м. Приведенные в табл. 1 данные могут использоваться при изменении погружения в диапазоне 3-5 м. При среднем перепаде давления на перфорированных отверстиях = 1 кПа максимальные потери в барботере не более м = 2 кПа а при = 4 кПа - не более м = 7 кПа. 5. Для предотвращения выпадения осадка в местах прямоугольного сопряжения днища со стенками резервуара рекомендуется заполнение этих мест тощим бетоном. При этом угол сопряжении днища с заполнением должен составлять 30?. Возможен уклон в сторону забора воды где должен быть предусмотрен трубопровод опорожнения секции усреднителя. 6. На входе в усреднитель необходимо устанавливать контрольно-измерительную аппаратуру для определения расхода полы и воздуха поступающих на сооружение. 7. Все конструктивные узлы сооружения необходимо оборудовать трубопроводами опорожнения и предусматривать малые средства механизации например бадья-таль-кошка бадья-тальфер и др. для периодической чистки усреднителя. Возможно предусмотреть нестационарную систему пеногашения усредненными стоками например шланги с насадками укрепленные на штативах . Как показал опыт эксплуатации пены в усреднителях нет кроме исключительных случаев когда применяли и производстве запрещенные в настоящее время ПАВ. 8. В зависимости от характеристик стоков в цеховых каналах на выпусках из промышленных здании или перед резервуаром - усреднителем необходимо предусматривать решетки для сбора волокон шерсти тряпок и других отходов производства. Целесообразно по ходу технологических линий на определенных производствах устанавливать шерстеуловители. 9. Самым надежным способом водоотведения как показал опыт эксплуатации является работа насосов. Многоканальные усреднители 1.6. Перспективным типом усреднителя для большого числа объектов например легкой промышленности является многоканальный усреднитель схема которого разработана во ВНИИ ВОДГЕО с оптимальным распределением сточных вод по коридорам разной ширины. На базе этой схемы МИСН и ГПИ-1 разработали конструкцию усреднителя для сточных вод относящуюся к категории легких взвешенных веществ до 500 мг/л гидравлической крупностью до 5 мм/с для суточного расхода сточных вод свыше 67 тыс. м3. Конструкция представленная на рис. 1 состоит из приемной камеры распределительного лотка каналов усреднителя камеры усредненных стоков аккумулирующей емкости. Сточная вода попадает и приемную камеру оборудованную полупогруженной доской для гашения волновых колебаний на поверхности откуда поступает в распределительный лоток. При превышении величины среднего расхода сточных вод избыточное количество воды переливается в аккумулирующую емкость через регулируемый водослив. Усреднение колебаний концентрации загрязнений и поступающих сточных водах осуществляется за счет различного времени пребывания потока в каждом из каналов. Распределение сточных вод по каналам усреднителя осуществляется через донные выпуски расчетного диаметра. Рис. 1. Схема многоканального усреднителя 1 - приемная камера; 2 - распределительный лоток; 3 - донные выпуски и боковой водослив с шибером; 4 - каналы; 5 - система гидросмыва; 6 - удаление осадка гидроэлеваторами; 7 - камера усредненных стоков; 8 - аккумулирующая емкость; 9 - водослив. Для возможности дорегулировки расходов воды по каналам усреднителя в стенке лотка устраиваются прямоугольные водосливы оборудованные шиберами. На выходе из каждого канала предусматриваются измерительные водосливы которые позволяют контролировать уровень и расход воды по каждому каналу. Из камеры усредненных стоков пода либо откачивается либо самотеком поступает на дальнейшую очистку. На предприятиях в часы минимального водостока сточные воды из аккумулирующей емкости перекачиваются в приемную камеру. В каждом из каналов усреднителя и в аккумулирующей емкости предусматривается отстойная зона. Система сбора и удаления осадка выбирается в зависимости от конкретных данных по кинетике отстаивания количеству и характеру взвешенных веществ гидровзмучивание гидросмыв и др. . Периодичность удаления осадка определяется в период пусконаладочных работ. Длина общая ширина и глубина сооружения принимаются в зависимости от требуемого расчетного объема с учетом граничных условий граничные условия определены для суточной производительности сточных вод свыше 10 тыс. м3 ; ширина одного канала от 1 до 6 м глубина не более 3 м. При меньших расходах сточных вод возможен лотковый вариант многоканального усреднителя сохраняющий принцип дифференцированного распределения потока. Распределение потока воды между каналами осуществляется в соответствии с формулой 3 i-номер канала 3 Объем коридоров различен. Ширина каждого i-го канала рассчитывается по формуле . 4 При этом в целях создания наилучшего гидродинамического режима работы каждого" капала высокого коэффициента полезного использования объема каждого канала минимальная скорость течения воды в канале желательна не менее 7 мм/с. Порядок расчета многоканального усреднителя 1. Расчет объема аккумулирующей емкости Wreg с учетом графика притока сточных вод на очистные сооружения аналогично расчету регулирующей емкости водонапорных сооружений . 2. Расчет объема многоканального усреднителя Wes для qmin 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 = Wreg+Wes. 4. Определение размеров усреднителя в плане В?Н?L - в соответствии с граничными условиями. 5. Расчет ширины bi 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 qi по каждому каналу по формуле 3 . 7. Расчет распределительного лотка и размеров донных и боковых водосливов. Распределительный лоток с донными выпусками рассчитывается с учетом следующих положений: горизонтальное расположение дна лотка; скорость течения воды в лотке принимают постоянной не менее 0 4 м/с из условия незаиливания лотка. При этом влияние на изменение кривой свободной поверхности воды при неравномерном ее отборе по длине лотка должно быть незначительным. Лоток лучше располагать затопленным ниже уровня воды в каналах для более равномерного распределения воды по глубине потока; расчет донных и боковых выпусков необходимо производить для расходов в м3/c определяемых по формуле 3 для каждого канала по общепринятой методике гидравлического расчета водосливов . 5 Для донного цилиндрического отверстия = 0 8 для бокового прямоугольного отверстия = 0 7. 8. Расчет измерительных и регулируемых водосливов производится в соответствии с расчетом изложенном в Справочнике по гидравлическим расчетам систем водоснабжения и канализации/А. М. Курганов И. Ф. Федорова. - М.: Стройиздат 1978. Регулирование водослива установленного между приемной камерой и аккумулирующей емкостью производится с помощью передвижной стенки. На стенке из каждого канала устанавливаются водосливы треугольного профиля. Кроме предложенной конструкции возможны варианты многоканального типа усреднителя. Например в проектном институте ГИАП многоканальный усреднитель схемы ВНИИ ВОДГЕО выполнен в П-образной компоновке сблокированным аварийным накопителем. Усреднитель-смеситель с механическим перемешиванием оборудованный отстойной зоной 1.7. В настоящее время теоретически и экспериментально душная конструкция не отработана. Работы по созданию такой конструкции для сточных вод относящихся к категории «тяжелых» содержание взвешенных веществ более 500 мг/л гидравлическая крупность - нe лимитируется начаты в MИСИ им. В.В. Куйбышева. При конструировании такого типа усреднителя необходимо учитывать большое количество факторов влияющих на эффективность перемешивания например: уплотнение или отстаивание происходящее в донной части усреднителя отстаивание в зоне сжатия . Интенсивность осаждения взвеси зависимость между скоростью осаждения взвешенных частиц и их содержанием. На основании этих и других данных можно будет рассчитать отстойную зону усреднителя; влияние условий смешения скорость перемешивания перемешивание за счет диффузии создание градиента скорости между различными элементами объема и др. на эффект выравнивания концентрации в воде и осуществления химических реакций нейтрализация хлопьеобразование и т.д. ; выбор мешалок или аэраторов а также конфигурации сооружения для создания условии перемешивания. Нельзя также не учитывать требования последующих звеньев очистки: реагентная обработка отстаивание флотация биологические методы. Так например для стоков кожзаводов слишком интенсивное перемешивание стоков в усреднителе разрушает естественные структурные образования что в дальнейшем ведет к снижению эффекта коагулирования флотации. В то же время при аэрации стоков кожевенных производств содержащих большое количество сульфидов в усреднителе происходит окисление сульфидов и частичное выдувание сероводорода в атмосферу при значениях рН менее 7 . Процесс выдувания не желателен в связи с загрязнением окружающей атмосферы о то же время процесс частичного окисления сульфидов - положителен с повышением степени диспергирования воздуха - степень окисления сульфидов возрастет . Целесообразно в отдельных случаях использовать поверхностные аэраторы в качестве перемешивающих устройств. Конструкция усреднителя с механическим перемешиванием разработана для стоков кожевенных производств институтом ГПИ-2 па базе радиального отстойника диаметрами 12 24 и 40 м. Усреднитель оборудован вращающимся мостом с механическими мешалками и скребками для сгребания осадка. Пуск стока из нижней точки конического днища. Анализ эффективности работы действующих сооружений показал что построенные сооружения неудовлетворительно справляются с функцией усреднения состава сточных вод. Сказываются расчетные и конструктивные ошибки при проектировании плохое качество строительства и низкий уровень эксплуатации. Модернизация существующих конструкций может быть осуществлена использованием следующих мероприятий: вместо централизованного впуска воды в усреднитель предусмотреть рассредоточенный по периметру сооружения возможен металлический лоток с подачей воды через придонные выпуски ; интенсифицировать работу системы перемешивания; предусмотреть возможный забор воды выше зоны отстаивания не менее 1 5 м. Из нижней точки дна усреднителя удалять осадок обработка которого возможна в общей схеме локальной очистки. Отстойники Общие сведения 1.8. Для проектирования сооружений и аппаратов механической очистки должны быть заданы следующие данные: общее количество сточных вод м/ч; температура сточных вод ?С; периодичность образования сточных вод; тяжелые механические примеси мг/л; нефтепродукты масла мг/л; плотность тяжелых и легких загрязнений г/см; кинетика осаждения механических процессах тяжелее и легче поды при их расчетной концентрации в исходной воде; требуемая степень очистки % или допустимое содержание загрязнений легче и тяжелее воды мг/л; гидравлическая крупность частиц тяжелее и легче воды которую необходимо выделить для обеспечения требуемой степени очистки мм/с. Гидравлическая крупность определяется по кривым кинетики отстаивания Э = f t рис. 2 полученным экспериментально отстаиванием сточной воды в статических условиях в слое h как правило отличным от действительной высоты отстаивания в выбранном типе отстойника поэтому для приведения полученных результатов к натурным надлежит производить пересчет по формулам 30 и 31 СНиП 2.04.03-85 с учетом поправки на изменение вязкости воды при изменении температуры табл. 2 . Таблица 2 Температура воды ?С 60 50 40 30 25 20 15 10 5 0 Коэффициент вязкости 10-3 Н?с/м2 0 169 0 549 0 656 0 801 0 894 1 01 1 14 1 308 1 519 1 702 Показатель степени n2 зависящий от природы загрязнений в том числе и от агломерируемости взвесей для промышленных сточных вод определяется по полученным экспериментально кривым кинетик отстаивания в слоях h1 и h2 6 При расчете сооружений для механической очистки промышленных сточных вод экспериментальное определение показателей характеристики воды и загрязнений должно предшествовать проектированию в каждом конкретном случае. Если проектирование ведется для строящегося предприятия данные о характеристике воды возможно получить при изучении воды на аналогичном производстве. Опыт обследования промышленных предприятий показывает что величина гидравлической крупности частиц U0 которые должны быть выделены для обеспечения требуемого эффекта колеблется в пределах 0 2-0 5 мм/с поэтому для ориентировочных расчетов отстойных сооружении величину U0 можно принимать равной 0 25-0 3 мм/с. Рис. 2. Кинетика отстаивания сточных вод прокатных производств при исходной концентрации С0 = 200 мг/л. 1 - h = 200 мм; 2 - h = 500 мм Для городских сточных вод продолжительность отстаивания t в слое h = 500 мм можно принимать по табл. 30 СНиП 2.04.03-85 а показатель степени n2 по рис. 2 СНиП 2.04.03-85. Расчет отстойников 1.9. Принимая по внимание что при проектировании очистных установок как правило применяются типовые или экспериментальные конструкции отстойных сооружений с известными геометрическими размерами за расчетную величину следует принимать производительность одного отстойника qset при которой обеспечивается заданный эффект очистки. После расчета qset исходя из общего расхода сточных вод определяется количество рабочих единиц отстойников N N = . 7 Для горизонтального отстойника производительность одной секции рассчитывайся по формуле 32 СНиП 2.01.03-85. Для радиальных всех типов вертикальных отстойников а также отстойников с вращающимся сборно-распределительным устройством см. пример 2 производительность одного отстойника рассчитывается по формуле 33 СНиП 2.04.03-85. Отстойники с вращающимися сборно-распределительными устройствами 1.10. Для отстойников с вращающимся сборно-распределительным устройством = 0. Кроме того при проектировании этих отстойников должна рассчитываться форма перегородки разделяющая распределительный и водоприемный лоток. Форма этой перегородки может быть выражена через изменяющуюся ширину Вр распределительного лотка 8 где m = 1/11 1/12; 9 где bз - зазор между стенкой и фермой bз = 0 1-0 15 м ; lЛ - удаление расчетного створа лотка от центра отстойника. Количество струенаправляющих лопаток nЛ определяется конструктивно при соблюдении следующего соотношения: 2rл- 2nл+1 = Lр 10 где rл = 0 1-0 125 м. Число лопаток nЛ не следует принимать более 24 шт. Изменение высоты водослива но длине водоприемного лотка зависит от изменения по радиусу расхода воды удаляемой из отстойника. Высота водослива hсб по мере удаления от центра отстойника рассчитывается по формуле затопленного водослива с тонкой стенкой . 11 Период вращения Т с водораспределительного устройства зависит от требуемой степени очистки и должен также рассчитываться при привязке отстойника к конкретным условиям . 12 Тонкослойные отстойники 1.11. Тонкослойное отстаивание применяется в случае необходимости сокращения объема очистных сооружений при ограниченности выделяемой площади и при необходимости повышения эффективности существующих oтстойников. В первом случае тонкослойные отстойники выполняют роль самостоятельных сооружений во втором - существующие отстойники дополняются тонкослойными модулями располагаемыми в совершенствуемом отстойнике перед водосборным устройством. 1.12. При расчете отстойника работающего по перекрестной схеме рис. 3 расчетными величинами являются длина яруса Lbl и производительность отстойника qset. Длина яруса Lb м определяется по формуле 13 где ?w - скорость потока воды в ярусе отстойника мм/с применяемая по табл. 31 СНиП 2.04.03-85; hti - высота яруса м по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 при высоких концентрациях загрязнений рекомендуется принимать большие значения ; kdis - коэффициент сноса выделенных частиц при плоских пластинах kdis = l 2; при рифленых пластинах kdis = 1 ; Uо - гидравлическая крупность задерживаемых частиц которую рекомендуется определять в слое равном высоте яруса hti. Производительность отстойника qset определяется по формуле qset = 7 2Kset Hbl Lbl Bbl Uo/Kdis hti 14 где Bbl - ширина тонкослойного блока назначается из допустимого прогиба листа выбранного для тонкослойного блока = 3-5мм при наклоне под углом сползания осадка. Строительная ширина Встр м отстойника определяется по формуле Встр = 2Вbl+b1+2b2 15 где b1 - 0 25 м b2 - 0 05-0 1 м. После определения длины яруса отстойника Lbl 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 Нстр. м см. рис. 3 определяется по формуле Нстр = Нbl+h3+hм+0 3 15а Рис. 3. Схема тонкослойного отстойника работающего по перекрестной схеме удаления осадка где h3 - высота необходимая для расположения рамы на которой устанавливаются блоки h3 = 0 2-0 3 м; hм = 0 l м . Строительная длина тонкослойного отстойника Lcтp см. рис. 3 определяется по формуле Lстр = Lbl;+l1+l2+2l3+l4. 16 Зона длиной l1 служит для выделения крупных примесей Объем зоны рассчитывается на 2-3-минутное пребывание потока l1 = qsett/ 60HblBcтpKset 17 где Kset - коэффициент использования зоны принимаем равным 0 3; при применении пропорционального устройства l2 = 0 2 м если распределение осуществляется дырчатой перегородкой l2 = 0; l3 = 0 2-0 25 м; l4 = 0 15-0 2 м. 1.13. В настоящее время применяется большое количество конструктивных разновидностей тонкослойных отстойников работающих по противоточной схеме все они практически могут быть сведены к двум расчетным схемам показанным на рис. 4 и рис. 5. В конструкции отстойника показанного на рис. 4 расчетной являются длина пластины в блоке модуле Lbl и производительность секции qset. Длину пластины Lы можно определить по формуле Lbl = ?Whti/U0 18 где uw - скорость потока в ярусе; hti - 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 Hbl определяется по формуле Ны = пtibn 19 где пti - количество ярусов в блоке которое назначается из конструктивных соображений; bn - определяется по формуле bп = htiсоs. 20 Рис. 4. Схема тонкослойного отстойника работающего по противоточной схеме удаления примесей а - тяжелых примесей; 6 - легких примесей масла нефтепродукты и т. а. 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 Lbi и длину расположения тонкослойных блоков модули Lb. Величина Lbi определяется так же как и в предыдущем случае по формуле 18 a Lb - по формуле Lb = qset / 3 6Ket?WBbi 21 где qset - расход сточных вод на секцию м3/ч. Рис. 5. Схема отстойника оборудованного тонкослойными блоками работающего по противоточной схеме удаления примесей. а - тяжелых примесей; б - легких примесей масла нефтепродукты и т. п. Общая длина Lстр отстойника определяется по формуле Lстр = Lb + 22 где - длина зоны определяется из условия формирования потока перед распределением между ярусами. В этом же объеме происходит выделение крупных механических примесей при этом принимается в интервале 1-1 5 м; = Lbl sin 90- ; = 0 3 м; = 0 05-0 1 м; = 0 4-0 5 м. Общая глубина воды в отстойнике Нстр м определяется как сумма высот различных зон Нстр = hм + h2 + h3 +h4+ h5 23 где h2 = Lbl sin ; 24 hм0 1 м; h3 = 0 2-0 5 м; h4 = 0 1-0 2 м; h5 = 0 3 м. Затем определяется удельный объем образующегося осадка Qmud 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 Lbl в блоке модуле и расстояние Lb на котором устанавливаются блоки в отстойнике. Эти величины рассчитываются но формулам 18 и 21 . Величина Вbl численно равна ширине секции отстойника пример 5 . При дополнении тонкослойными блоками вертикальных отстойников при известных габаритах отстойника Lset и Вset или Dset заданной крупности задерживаемых частиц U0 расчетной величиной является длина пластин Lbl которая при заданной высоте яруса hti рассчитывается но формуле 18 или высота яруса hti рассчитывается по заданной длине пластин по той же формуле. Производительность отстойника рассчитывается по формуле ; 25 Fset = Lset Bset или Fset = 0 785Dset ; Hbl = Lbl sin . 26 Когда производительность отстойника известна и требуется лишь увеличить эффективность очистки Эгр по лабораторным анализам кинетики отстаивания изучаемой воды определяется гидравлическая крупность частиц. Далее задаваясь высотой яруса hti по формуле 25 определяется высота Ны на которой должны быть расположены тонкослойные элементы а затем по формуле 26 рассчитывается длина пластины и проверяется по формуле 18 скорость потока в ярусе. При дополнении существующих радиальных отстойников тонкослойными блоками модулями рис. 6 когда известны геометрические размеры отстойника и его производительность а требуемая степень очистки задана гидравлической крупностью частиц U0 которые необходимо выделить расчетными параметрами являются длина пластины в блоке Lbl высота блока Нbl и число ярусов в блоке nbl. Величина Lbl рассчитывается по формуле 18 при заданной высоте яруса hbl. Высота блока hbl рассчитывается по следующей зависимости: 27 где Kset - коэффициент использования объема определяется по табл.31 СНиП 2.04.03-85 как для радиальных отстойников; D1 - диаметр расположения блоков Рис. 6. Схема радиального отстойника дополненною тонкослойными блоками модулями Затем определяется число ярусов в блоке модуле nti = Hbi/hticos. 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 qw - 1000 м3/ч; температура Tw - 30°С; расход сточных вод постоянен в течение суток. Исходная концентрация тяжелых механических примесей - 200 мг/л; маслопродуктов - 50-60 мг/л; плотность тяжелых загрязнений - 5 г/см; 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 Нset = 1 5 м. Определение расчетной гидравлической крупности исходя из заданных параметров производится в следующем порядке: по заданным величинам концентраций механических примесей в исходной и осветленной воде определяем требуемый эффект очистки Этр Этр = 100 200 - 60 /200 = 70%; по кривым кинетики отстаивания см. рис. 2 определяется продолжительность отстаивания ti = 13 5 мин 810 с ; t2 = 17 5 мин 1050 с при которых в слоях воды h1 = 200 mm и h2 = 500 мм достигается требуемый эффект; после этого по формуле 6 определяется показатель степени n2 n2 = lg 1050 - 1g 810 / lg 500 - lg 200 = 0 63; затем по формуле 30 СНиП 2.01.03-85 определяется гидравлическая крупность U0 частиц взвесей которые должны быть выделены в отстойнике при этом Kset = 0 5 по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 если температура сточных вод поступающих на отстойники будет такая же какая била обеспечена при экспериментальном определении кинетик отстаивания например Тw = 20?С: . Поскольку температура сточных вод поступающих на отстойник Tw = 30?С требуется внести поправку: = 063.1 005/0 801 = 0 79 мм/с. Таким образом отстойники принятые как сооружения для механической очистки сточных вод прокатных производств должны рассчитываться на задержание частиц гидравлической крупностью 0 79 мм/с. Пример 2. Для очистки городских сточных вод требуется рассчитать отстойник с вращающимся сборно-распределительным устройством который должен обеспечивать 60 %-нoe задержание механических загрязнений при исходной концентрации 300 мг/л. Расчетная температура воды составляет 20?С плотность осадка 2 0 г/см3. Задаемся диаметром отстойника Dset = 24 м в котором высота отстаивания Нset = 1 м. По формуле 30 СНиП 2.04.03-85 определяется гидравлическая крупность частиц которые требуется выделить для обеспечения заданного эффекта. При этом по табл. 30 и рис. 2 СНиП 2.04.03-85 определяется значение h1 = 0 5; tset = 970 с и n2 = 0 275 входящие в эту формулу а по табл. 31 СНиП 204.03-85 назначается значение коэффициента использования объема Кset = 0 85 . Внесение поправки на температуру не требуется так как при лабораторных определениях кинетики отстаивания температура воды была той же что в производственных условиях. По формуле 33 СНиП 2.04.03-85 определяется производительность одного отстойника qset = 2 8.0 85. 242-12 .0 76 = 1042 м/ч. По формуле 12 определяется период вращения водораспределительного устройства Т = 1000.1.0 85/0 76 = 1118 4 с = 18 6 мин. Определив по формуле 9 величину RЛ = 24/2 -0 15 = 11 85 и задавшись значениями m = 1/2; b3 = 0 15 и bл по формулам 8 и 11 рассчитываем ширину распределительного лотка Вр и высоту водослива hсб по створам. Для удобства результаты расчета сводим в табл. 3 Таблица 3 RЛ м 2 3 4 5 6 7 Вр м 0 973 0 955 0 929 0 895 0 851 0 796 hсб м 0 030 0 039 0 017 0 055 0 062 0 069 Продолжение табл. 3 RЛ м 8 9 10 11 12 Вр м 0 728 0 642 0 529 0 367 0 hсб м 0 076 0 081 0 037 0 093 0 097 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 hti = 0 1 м находим что гидравлическая крупность тяжелых механических взвесей которые требуется выделить составляет U0 = 1000hti/t = 0 1.1000 /500 = 0 2 мм/с. Гидравлическая крупность нефтепродуктов U0н = 0 l.1000 /330 = 0 3 мм/с. Следовательно расчет отстойника нужно вести на задержание частиц крупностью 0 2 мм/с. Из условия количества загрязнений в сточных водах 700 мг/л принимаем высоту яруса в отстойнике hti = 0 1 м табл. 31 СНиП 2.04.03-85 . Для обеспечения условий сползания осадка по пластинам угол наклона пластин принимаем равным 45°. В качестве материала пластин по имеющимся возможностям будет использована листовая сталь = 3 мм. Задавшись скоростью потока в ярусе отстойника табл. 31 СНиП 2.04.03-85 = 7 мм/с определяем по формуле 13 длину яруса . Из условия допустимого прогиба = 3-5 мм наклоненной под углом 45° пластины принимаем ширину блока Bbl = 0 75 м. Таким образом максимальная ширина пластины в блоке будет Bbl = 0 75 1 41 = 1 060 м. Задаемся высотой блока с параллельными пластинами Hbl = 1 5 м. По формуле 35 СНиП 2.04.03-85 определяем производительность одной секции тонкослойного отстойника с двумя рядами блоков см. рис. 3 qset = 7 2.0 75.1 5.0 75.4 2 = 42 5 м3/ч. Проверяем скорость потока в ярусе отстойника при использовании поперечного сечения на 75% Kset = 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 Встр = 2х0 75+0 2+2х0 05 = 1 8; Нстр = 1 5+0 3+0 1+0 3 = 2 2 м. Длина зоны грубой очистки li по формуле 17 . Строительная длина секции Lcтp по формуле 16 Lcтp = 4 2+1 75+0 2+2.0 2 +0 15 = 6 7 м. Определяется часовой расход сточных вод с учетом коэффициента часовой неравномерности qW = 1200.1 1 /16 = 82 5 м3/ч. Исходя из общего количества сточных вод определяется количество секции тонкослойного отстойника N = 82 5/42 5 = 1 94 2 секции. В соответствии с п. 6.58 СНиП 2.04.03-85 уточняется количество секций: N = 2 секции. Из условия выбранного материала для пластин листовая сталь = 3 мм и облегчения массы блока исходя из расчетной длины ярусного пространства Lы = 4 2 м принимаем длину блока модуля 1 06 м. Таким образом в каждом ряду будет располагаться по 4 блока модуля . Количество выделяемого осадка влажностью W = 96 % определяется по формуле 37 п. 6.65 СНиП 2.04.03-85 . Далее принимается метод удаления осадка из отстойника. В данном случае так как тонкослойный отстойник рекомендуется располагать над поверхностью земли целесообразно принять многобункерную конструкцию отстойника с удалением осадка под гидростатическим напором. Пример 4. Рассчитать тонкослойный отстойник работающий по противоточной схеме удаления осадка см. рис. 4 . Расчет ведется для случая очистки нефтесодержащих сточных вод НПЗ когда для обеспечения снижения содержания нефтепродуктов до 50-70 мг/л из воды должны быть удалены глобулы нефти гидравлической крупностью = 0 3 мм/с которая определена при отстаивании в слое воды h = 100 мм. Расход сточных вод qW постоянен и составляет 600 м3/ч температура воды 20?С. Приняв по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 высоту яруса h = 0 l м и скорость рабочего потока = 5 мм/с определяем по формуле 18 длину пластины в ярусе . Задавшись углом наклона пластин определенным экспериментально = 45° определяем расстояние между пластинами . Задаемся количеством ярусов в блоке модуле из условия простоты монтажа nы = 15 шт. Определяем высоту блока по формуле 19 Hы = 0 07.15 = 1 05 м. Ширина блока Вы определяется из условия ширины материала листа и условий монтажа. Назначаем ширину одной секции отстойника Bset = Bы = 6 м. Определяем производительность одной секции по формуле 36 СНиП 2.04.03-85 если коэффициент использования объема Кset = 0 55 табл. 31 СНиП 2.04.03-85 ; qset = 3 6.0 55.1 05.6.5 = 62 4 м3/ч. Толщиной пластин в блоке при технологическом расчете можно пренебречь. Исходя из расхода сточных вод определяем количество секций отстойника N = 600/62 4 = 9 6 10 шт. Далее из конструктивных соображений и с учетом обеспечения гидравлического режима потоков воды близкого к ламинарному назначаются другие размеры секции отстойника. Например: l1 = lsin +0 5 = 1 7.0 707+0 5 = 1 7 м; Hы/sin = l2 = 1 05/0 707 = 1 481 5 м; h3 = 0 5 м из условия более равномерного сброса очищенной воды; l2 = Hыcos+lsin = 1 05?0 707+1 7?0 707 = 1 94 м; h3 = 0 5 м из условия равномерности распределения воды между ярусами блока. Таким образом Ноб = 0 5 + 1 94+0 5 = 2 94 м. Пример 5. Требуется рассчитать отстойник работающий по противоточной схеме показанной на рис. 5 для очистки коагулированных сточных вод литейного производства расходом 500 м3/ч сточные воды с концентрацией механических примесей 1000 мг/л образуются постоянно температура сточных вод Тw в среднем 30°С. Экспериментально в заводской лаборатории установлено что требуемая степень очистки содержание взвесей 150-200 мг/л обеспечивается при задержании частиц гидравлической крупностью 0 2 мм/с. Крупность определена по кривым кинетики отстаивания полученным при температуре 20 °С в слое 100 мм. По формуле 31 СНиП 2.04.03-85 уточняем величину гидравлической крупности = 0 2?1 005/0 8007 = 0 25 мм/с. По формуле 18 определяем длину пластины в ярусе Lbl задавшись предварительно по табл. 3.1 СНиП 2.04.03-85 высотой яруса hti = 0 1 м; и скоростю потока в ярусе ?w = 5 мм/с Lbl = 5?0 1 /0 25 = 2 м. Назначаем угол наклона пластин определенный экспериментально: ? = 50°. Задаемся количеством секций отстойника N = 5 и определяем производительность одной секции qset = 500/5 = 100 м3/ч. Задаемся шириной одной секции Bbt = 3 м. По формуле 21 определяем длину зоны Lb тонкослойного отстаивания если коэффициент использования ее объема в соответствии с табл. 31 СНиП 2.04.03-85 Kset равен 0 5: Lb = 100/ 3 6?0 5?5?3 = 3 7 м. Задаем длину зон тонкослойного отстойника см. рис. 5 : = 1 5 м; = 2 sin 90- 50° = 2?0 64 = 1 28; = 0 3 м; = 0 1 м; = 0 5 м а затем по формуле 22 определяем общую рабочую длину отстойника = 3 7 ? 1 5 + 1 28 + 0 3 + 0 1 + 0 5 = 7 38 ? 8 м. По формуле 23 определяем общую глубину воды в отстойнике Нстр предварительно задавшись высотой зон: = 0 1; = 2 sin 50° = 2?0 77 = 1 54; = 0 3; = 0 2; = 0 3; Нстр = 0 1 + 1 54 + 0 3 + 0 2 + 0 3 = 2 44 см = 2 5 м. Принимаем удаление осадка в приямок скребковым механизмом. По формуле 37 СНиП 2.04.03-85 определяется расход удаляемого осадка Qmud = 1000 - 200 500/ 100 - 96 2 6?104 = 3 85 м3/ч. Пример 6. Необходимо повысить эффективность работы действующего раднального отстойника Dset = 30 м на который подается расход воды qset = 1000 м3/ч. При этой производительности в отстойнике задерживаются частицы гидравлической крупностью Uо = 1 мм/с что не удовлетворяет предъявляемым требованиям. Анализ характеристики загрязнений показал что требуемый эффект очистки обеспечивается при выделении примесей гидравлической крупностью 0 25 мм/с и более. Одним из путей интенсификации работы существующих отстойников является дополнение их тонкослойными блоками модулями см. рис. 6 . Требуется определить размеры тонкослойных блоков которыми должен быть оборудован радиальный отстойник. Приняв по табл. 33 СНиП 2.04.03-85 скорость потока ?w =5 мм/с и высоту яруса hti = 0 07 м по формуле 18 определяем длину пластин в блоке Lbt = 5?0 07/0 25 = 1 4 м. Задавшись диаметром Di = 27 м на котором предполагается расположить блоки с параллельными пластинами по формуле 27 определяем высоту блока при коэффициенте использования объема Кset = 0 45 определяемого по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 м. Рассчитываем количество ярусов в блоке модуле пti = 1 5/0 07 = 21 4 ? 22 яруса. Гидроциклоны 1.15. Для расчета и проектирования установок с открытыми гидроциклонами должны быть заданы те же параметры по воде и по загрязнениям что и для отстойников см. п. 1.8 . Гидравлическая крупность частиц которые необходимо выделить для обеспечения требуемого эффекта очистки определяется при высоте слоя воды равном 200 мм. Для многоярусных гидроциклонов слой отстаивания должен быть равен высоте яруса. Основной расчетной величиной открытых гидроциклонов рис. 7-9 является удельная гидравлическая нагрузка которая определяется по формуле 38 СНиП 2.04.03-85. Величину конструктивных параметров Dhcbcn и т.д. входящих в расчетные зависимости следует назначать по табл. 4. Производительность одного аппарата рассчитывается по формуле 41 СНиП 2.0.1 03-85 . Исходя из общего количества сточных вод Qw определяется количество рабочих единиц гидроциклонов: N = QW/Qhc. После назначения диаметра аппарата и определения их количества по табл. 4 определяются основные параметры гидроциклона. Угол наклона образующей конических диафрагм в открытых гидроциклонах в каждом конкретном случае должен задаваться в зависимости от свойств выделяемого осадка но не менее 45°. Диафрагмы в открытых гидроциклонах могут быть выполнены как из стали так и из неметаллических материалов: ткань пластик и т. д. В распределительном канале пропорционального водораспределительного устройства многоярусного гидроциклона скорость восходящего потока должна быть не менее 0 4 м/с. Рис. 7. Схемы открытых гидроциклонов а - без внутренних вставок; б - с конической диафрагмой; в - с конической диафрагмой и внутренним цилиндром Рис. 8. Схема многоярусного Рис. 9. Схема многоярусного гидроциклона с центральными гидроциклона с периферийным выпусками отбором очищенной воды Таблица 4 На именование Единица Тип гидроциклона по рис. конструктивного элемента измерения 7 а 7 б 7 в 8 9 1 2 3 4 5 6 7 Диаметр аппарата м 2-10 2-6 2-6 2-6 2-6 Высота цилиндрической части H доля от Dhc Dhc c Dhc Dhc +0 5 - - Размер впускного патрубка » 0 07 0 05 0 05 Определяется по скорости входа Количество впусков nl шт. 2 2 2 3 3 Угол конической части град 60 60 60 60 60 Угол конуса диафрагм » - 90 90 90-60 90-60 Диаметр центрального отверстия в диафрагме d1 доля от Dhс - 0 5 0 5 0 6-1 4 м Диаметр внутреннего цилиндра D1 то же - - 0 88 - - Высота внутреннего цилиндра H1 » - - 1 0 - - Высота водосливной стенки над диафрагмой Н2 м - 0 5 0 5 - - Диаметр водосливной стен D2 в долях от Dhc Dhc Dhc +0 2 Dhc +0 2 Dhc +0 2 Dhc +0 2 Диаметр полупогруженной кольцевой перегородки D3 То же Dhc -0 2 Dhc Dhc Dhc Dhc Высота ярусов hti м - - - 0 1-0 25 0 1-0 2 Число ярусов nti шт. - - - 4-20 4-20 Зазор между корпусом и диафрагмой м - 0 0 0 05-0 07 0 1-0 15 Ширина шламоотводящей щели b г - - - 0 1-0 15 - Скорость потока на входе в аппарат ubn м/с 0 3-0 5 0 3-0 5 0 3-0 5 0 3-0 4 0 3-0 4 Скорость потока на входе в раструб выпуска u вых » - - - 0 1 - Количество выпусков из яруса n3 шт. - - - 3 - * Над чертой показан размер нижней диафрагмы пары ярусов под чертой - верхней. При расположении гидроциклонов над поверхностью земли и удалении осадка под гидравлическим напором отвод осадка производится с разрывом струн через коническую насадку присоединенную к шламовому патрубку через задвижку. Диаметр шламовой насадки подбирается при наладке сооружения. Для предупреждения засорения насадки крупными загрязнениями перед ней но после задвижки устанавливается камера в которой располагается решетка набранная из металлической полоски с прозорами 6-8 мм. Для равномерного распределения воды между гидроциклонами их водосливные кромки должны располагаться на одной отметке а на подводящих трубопроводах должны быть установлены водоизмерительные устройства. Напорные гидроциклоны 1.16. Посредством напорных гидроциклонов успешно решаются следующие технологические задачи осветление сточных вод например стекольных заводов автохозяйств удаление песка глины и других минеральных компонентов литейных производств удаление компонентов формовочной земли нефтепромыслов удаление нефтепродуктов и шлама мясокомбинатов удаление частиц минерального происхождения и т. д. Обогащение твердой фазы стоков удаление из твердой фазы частиц минерального или органическою происхождения снижающих ценность основного продукта . Например обогащение твердой фазы сточных вод галтовочных барабанов в которых содержится ценный карборундовый порошок и отходы процесса шлифовки керамики с обеспечением повторного использования порошка карборунда в процессе шлифовки. 1.17. Для обезвоживания сырых осадков при использовании тисковых центрифуг напорные гидроциклоны надлежит применять для предварительного удаления абразивных частиц твердой фазы осадка обеспечивающего защиту центрифуг от абразивного износа. Удаление из известкового молока инертных примесей частиц песка необожженного известняка позволяет повысить надежность работы дозаторов реакторов контрольно-измерительной аппаратуры. 1.18. Классификация частиц твердой фазы сточных вод: разделение частиц на фракции с различной крупностью. Например классификация частиц твердой фазы сточных фаз литейных производств с повторным использованием отдельных фракций в технологическом процессе. Процесс классификации реализуется с использованием нескольких ступеней разделения в напорных гидроциклонах с получением на каждой ступени фракций с определенными размерами частиц. 1.19. На очистных сооружениях в напорных гидроциклонах производится сгущение сточных вод и осадков. Учитывая то что объем сгущенного продукта в напорных гидроциклонах может составлять всего 2 5-10 % начального объема обрабатываемой суспензии технологическая операция сгущения может обеспечить значительную экономию материальных затрат на строительство очистных сооружений и участков обработки осадков. При этом происходит эффективная отмывка минеральных частиц от налипших на них органических загрязнений например на очистных сооружениях НПЗ при обработке песка выгружаемого из песколовки гидроэлеваторами или при отмывке песчаной загрузки фильтров при ее гидроперегрузке. 1.20. В зависимости от расположения напорных гидроциклонов в технологическом процессе и схемы их обвязки могут иметь место четыре гидродинамических режима работы: при свободном истечении верхнего и нижнего продуктов в атмосферу Рвх = Ра; Ршл = Ра; при наличии противодавления со стороны сливного трубопровода и свободном истечении шлама Рвх>Ра; Ршл = Ра; при противодавлении со стороны спинного и шламового трубопроводов Рвх>Ра; Ршл>Ра; Режимы работы гидроциклонов учитываются при расчете конструктивных и технологических параметров. 1.21. Одной из важных особенностей напорных гидроциклонов является сильная корреляция производительности и эффективности разделения суспензий с основными конструктивными и технологическими параметрами аппаратов рис. 10 . Наибольшие значения коэффициентов корреляции имеют следующие параметры: диаметр цилиндрической части гидроциклона Dhс площадь питающего патрубка Fen диаметры сливного и шламового патрубков dвx dшл; высота цилиндрической части Нц угол конусности конической части перепад давления в гидроциклоне Р = Рcn-Рсx концентрации суспензии на входе в гидроциклон Ссn размеры и плотность частиц твердой фазы суспензии dcpT. 1.22. Основные размеры напорного гидроциклона подбираются по данным заводов изготовителей при этом должны учитываться: диаметр питающего dеn и сливного dех патрубков должны отвечать соотношениям dеn/dex = 0 5-1;den/Dhc = 0 12-0 4; где - толщина стенки сливного патрубка; dшл - диаметр шламового патрубка назначается из соотношения dшл/deх = 0 2-1 0 для предупреждения засорения шламового патрубка его минимальный диаметр должен в 6-8 раз превышать максимальный размер частиц загрязнений ; Нц - высота цилиндрической части для гидроциклонов осветлителей должна приниматься: Нц = 2-4 Dhс для гидроциклонов сгустителей: Нц = 1-2 Dhс. Угол конусности конической части следует принимать для гидроциклонов осветлителей 5-15° для гидроциклонов сгустителей - 20-45?. 1.23. В зависимости от особенностей решаемых технологических задач могут применяться двух продуктовые см. рис. 10 и многопродуктовые рис. 11 напорные гидроциклоны. В последнем случае аппараты имеют несколько сливных трубопроводов отводящих целевые продукты из различных зон восходящего вихревого потока гидроциклонов. Такие конструкции аппаратов как правило применяются при разделении многофазных сред. Рис. 10. Схема напорного гидроциклона Рис. 11. Схема трехпродуктового напорною гидроциклона 1.24. За последние годы в ряде отраслей промышленности широко внедряются мультигидроциклоны - монолитные или сборные блочные конструкции включающие десятки или сотни единичных напорных гидроциклонов имеющих единые питающие сливные и шламовые камеры. Путем создания мультигидроциклонов успешно реализуется возможность промышленного применения высокоэффективных двухпродуктовых и многопродуктовых напорных гидроциклонов с малым диаметром цилиндрической части от 8 до 75 мм. 1.25. Для выделения из сточных вод частиц механических загрязнении крупностью = 50-100 мкм табл. 5 рекомендуются конструкции напорных гидроциклонов малых диаметров выпускаемых Усолье-Сибирским заводом горного оборудования. Длина выделения из сточных вод мелкодисперсных механических примесей и сгущения осадка - гидроциклоны опытно-экспериментального завода Дзержинского филиала Ленниихиммаш табл. 6 . Таблица 5 Наименование узлов и деталей Размеры основных узлов и деталей технологические параметры ГЦ-150К* ГЦ-250К* ГЦ-360К* ГЦ-500К* Внутренний диаметр цилиндрической части Dhc мм 150 250 350 500 Сечение вкладыша питающего патрубка на входе в гидроциклон bxh мм 15х45 30х65 40х40 55х140 Диаметр патрубка питающего den мм 50 80 100 150 Насадок сливной dвx мм 40 65 90 130 Патрубок сливной dсx мм 65 100 100 150 Патрубок шламовый dшл мм 12; 17; 24 17; 24; 34 24; 44; 48 31; 48; 75 Угол конусности конической части град 20 20 20 20 Масса гидроциклона кг 94 209 344 605 Объемная производительность Qеn м3/ч при Pen = 0 03-0 25 МПа 12-35 30-85 55-160 98-281 Граничная крупность разделения мкм 28-95 37-135 44-160 52-240 * ГЦ - сокращенное название гидроциклона; цифры - внутренний диаметр цилиндрической части мм; буква К - внутренняя поверхность стенок аппарата футерована каменным литьем. Таблица 6 Наименование узлов и Размеры основных узлов и деталей деталей. Технические Тип гидроциклонов параметры ГН-25 ГН-40 ГН-60 ГН-80 ГНС-100 ГНС-125 ГНС-160 ГНС-200 ГНС-250 ГНС-320 ГНС-400 ГНС-500 Диаметр: 25 40 60 80 100 125 160 200 250 320 400 500 цилиндрической части Dhc мм питающего патрубка den мм 4 6 8 6 8 12 8 12 16 10 12 16 20 12 16 20 25 16 25 32 40 20 25 32 40 50 25 32 40 50 60 32 40 50 60 80 40 50 60 80 100 50 60 60 100 125 60 80 100 125 160 сливного патрубка deх мм 5 8 12 8 12 16 12 16 20 16 20 32 20 32 40 25 32 40 50 32 40 50 60 40 50 60 80 50 60 80 100 60 80 100 125 60 100 125 160 100 125 160 200 шламового патрубка dшл мм 3. 4 5 4 5 6 5 6 8 6 8 10 12 8 10 12 16 8 10 12 16 10 12 16 20 25 12 16 20 25 16 20 25 32 40 16 20 25 32 40 50 20 25 32 40 50 25 32 40 50 60 Угол конусности конической части град 5 10 15 5 10 15 5 10 15 20 5 10 15 20 10 15 20 10 15 20 10 15 20 10 15 20 30 10 15 20 30 10 15 20 30 15 20 30 45 15 20 30 45 Высота цилиндрической части Нц мм 25 50 75 100 40 80 60 120 160 60 120 180 240 80 100 240 320 100 200 300 400 125 250 375 100 320 480 200 400 600 250 500 750 320 500 750 400 500 800 500 750 1000 Глубина погружения сливного патрубка Нк мм 10 16 25 16 25 32 25 32 40 32 40 64 40 64 80 50 64 80 100 61 80 100 120 80 100 120 160 120 160 200 120 160 200 250 160 200 250 320 200 250 320 400 Объемная производительность Qеn при Реn = 0 1 МПа 0 3- 1 1 0 6- 2 2 1 1-3 7 1 8-6 4 2 7- 10 1 4 4- 21 1 6 7- 31 8 10 2- 47 4 10 3- 78 7 21 05- 117 3 37 67- 180 3 51 6-282 Граничная крупность разделения гр мкм 2 3- 64 2 3-84 9 3 4- 92 9 4 3-103 0 6 1- 150 6 6- 311 8 9- 330 8 10 5- 342 12 5- 413 3 15 3- 685 5 17 .5 -745 0 20 5- 884 * ГНС - со сборными элементами рабочей камеры. ГН - гидроциклон напорный с монолитными элементами. 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 Dhc = 75 мм имеющий производительность 60-70 м3/ч изготавливает опытно-экспериментальный завод Ленниихиммаш. Материал - нержавеющая сталь. Аппарат рекомендуется к применению в технологических процессах очистки производственных сточных вод литейных стекольных и керамических производств и т.д. Опытно-экспериментальный завод Дзержинского филиала Ленниихиммаш изготавливает батарейные гидроциклоны включающие шесть единичных гидроциклонов Dhc = 125 мм den = 25 мм; dвх = 35 мм; dшл = 12 мм; = 10? . С целью сокращения расхода шлама и повышении надежности работы батареи единичные гидроциклоны снабжаются автопульсирующими шламовыми патрубками. Производительность батарейного гидроциклона при давлении питания 0 4 МПа-120 м3/ч. Материал - нержавеющая сталь. Центральным научно-исследовательским институтом крахмало-паточной промышленности ЦНИИКПП разработаны конструкции мультигидроциклонов марки ГБ-2 ГБ-3 ГБ-6 ГБ-7 ГП-8 табл. 7 . Серийное производство аппаратов осуществляет Кореневский опытный завод ЦНИИКПП. Единичные аппараты изготовляют из пластмасс. Основные геометрические размеры и технологические параметры мультигидроциклонов приведены в табл. 7. Назначение аппаратов; разделение суспензии картофеле- и кукурузокрахмального производства. В технологии очистки сточных вод мультигидроциклонов ЦНИИКПП рекомендуется применять для механической очистки промышленных стоков содержащих минеральные частицы размером = 200 мкм и плотностью = 2 7 г/см3. Таблица 7 Наименование узлов и деталей. Тип мультигидроциклонов Технические параметры ГБ-2* ГБ-3* ГБ-6** ГБ-7** ГБ-8** 1 2 3 4 5 6 Единичный гидроциклон: диаметр цилиндрической части Dhc мм 20 20 20 20 20 размер питающего патрубка dcn мм 2х5 2х5 2х5 2х5 2х5 диаметр сливного патрубка dвх мм 6 6 6 6 6 диаметр шламового патрубки dшл мм 3 3 3 3 3 Угол конической части град 10 10 10 10 10 Число гидроциклонов в выпускаемых шт 29 48 16 24 48 Давление питания мультигидроциклонов Реn. МПа 0 4-0 5 0 4-0 5 0 4-0 5 0 4-0 5 0 4-0 5 Объемная производительность блока Qвn м3/ч 15 0 25 0 8 0 15 0 25 0 Габариты блока мультигидроциклонов мм: высота 1017 1147 1243 1336 1410 ширина 475 475 374 440 477 длина 475 475 400 400 400 Масса блока мультигидроциклонов. кг 250 290 60 96 133 * Мультигидроциклоны первого выпуска. ** Модернизированная конструкция мультигидроциклонов. Рис. 12. Кинетика отстаивания сточных вод фасонно-формовочного цеха Со = 300 мг/л; h = 200 мм 1.27. Для проектирования гидроциклонных установок должны быть заданы те же данные о характеристике сточных вод и механических загрязнений что и при проектировании других методов механической очистки. 1.28. По кривой кинетики отстаивания рис. 12 по заданному эффекту очистки определяется охватывающая гидравлическая крупность Uо мм/с: U0 = h/t 29 затем из точки на оси ординат соответствующей требуемому эффекту очистки проводится касательная к кривой Э = f t из точки касания опускается перпендикулярна ось абсцисс и по найденному времени tгр определяется граничная гидравлическая крупность Uгр задерживаемых частиц мм/с; Uгр = h/trц 30 по которой по формуле Стокса рассчитывается граничный диаметр задерживаемых при заданном эффекте частиц . 31 1.29. После определения граничной крупности частиц которые требуется выделить по табл.5-7 подбирается диаметр гидроциклона в котором эти частицы могут быть выделены назначаются размеры его основных узлов dвn dвх dшл НцНк см. рис. 10 и назначается давление Рвп под которым исходная вода будет подаваться на гидроциклоны. Затем исходя из заданных размеров гидроциклона рассчитывается граничная крупность разделения мкм: . 32 1.30. В случае если рассчитанная крупность гр будет больше крупности которая соответствует требуемому эффекту очистки определенной по формуле 32 то подбор гидроциклона необходимо повторить изменяя его конструктивные размеры и давление на входе. На основании формулы 32 в ГИСИ им. В.В. Куйбышева составлена номограмма упрощающая определение гр. 1.31. После уточнения всех геометрических размеров гидроциклона определяется его производительность. Для гидроциклонов работающих без противодавления расчет производительности следует производить по формуле 42 СНиП 2.04.03-85. Для получения более точных расчетов рекомендуется следующая формула л/с: . 33 После определения производительности одного аппарата исходя из общего количества сточных вод определяют число рабочих гидроциклонов назначают общее количество аппаратов и приступают к проектированию гидроциклонной установки в соответствии со СНиП 2.04.03-85. 1.32. Потери воды с выделенным осадком удаляемым через шламовую насадку dшл л/с определяются по уравнению 34 1.33. Для примерного расчета потерь воды с выделяемым осадком следует принимать для гидроциклонов диаметром меньше 100 мм - 0 07-0 08 Qen более 100 мм - 0 04-0 03 Qen. Примеры расчета гидроциклонов Пример 7. Требуется рассчитать открытий гидроциклон для очистки сточных вод образующихся при мойке грузовых автомобилей. Расход сточных вод составляет 50 м/ч. Гидроциклон применен на первой ступени очистки и должен задерживать частицы гидравлической крупностью 0 3 мм/с. Для расчета принимаем открытый гидроциклон с конической диафрагмой и внутренним цилиндром см. рис. 7 в . По формуле 38 СНиП 2.04.03-85 рассчитываем удельную гидравлическую нагрузку на гидроциклона qhc = 3 6.1 98.0 3 = 2 l4 м3/ м2.ч . Определяем общую площадь зеркала воды в гидроциклонах Fhc = 50/2 14 = 23 4 м2. Задавшись диаметром гидроциклона Dhc = 3 м рассчитываем их количество N шт.: N = 23 4/32.0 785 = 3 3 Принимаем 3 гидроциклона диаметром Dhc = 3 м. По табл. 4 рассчитываем все конструктивные размеры гидроциклона с конической диафрагмой и внутренним цилиндром графа 5 : высота цилиндрической части Hhc: = 3 м; диаметр впускного патрубка den = 150 мм; количество патрубков n = 2; угол конической части = 60?; угол конуса диафрагм = 90?; диаметр центрального отверстия в диафрагме dd = 1 5 м; диаметр внутреннего цилиндра D1 = 2 64 м; высота внутреннего цилиндра H1 = 3 м; высота водосливной стенки H2 = 0 6 м; диаметр водосливной стенки D2 = 3 2 м; диаметр водопогруженного щита D3 = 3 м. Выбираем материал для изготовления гидроциклона. При решении о применении железобетона для выполнения корпуса аппарата в проекте обязательно должно быть оговорено непременное применение опалубки позволяющей получить гладкую внутреннюю поверхность в аппарате. Далее с учетом п. 6.89 СНиП 2.04.03-85 приступают к проектированию схемы гидроциклонной установки. Пример 8. Требуется запроектировать установку с многоярусными гидроциклонами для очистки сточных вод цеха среднесортного проката. Расход сточных вод 1500 м3/ч. Расход воды практически постоянен в течение суток. Температура воды Tw в течение года изменяется в пределах 15-30°С. Концентрация взвесей в исходной воде составляет 250 мг/л масла 60 мг/л. В очищенной воде содержание тяжелых примесей не должно превышать 60 мг/л масел 25 мг/л. По данным анализа кривых кинетик отстаивания сточных вод при температуре 20°С в слое h = 200 мм требуемая степень очистки обеспечивается при задержании частиц тяжелых примесей крупностью 0 3 мм/с и 0 5 мм/с - легче воды поэтому за расчетную принимается 0 3 мм/с. Принимаем многоярусный гидроциклон с центральными выпусками см. рис. 8 . Расчет производится в следующем порядке. Задаемся диаметром гидроциклона Dhc = 5 м. По формулам 38 . 39 СНиП 2.04.03-85 рассчитываем удельную гидравлическую нагрузку приходящуюся на один ярус гидроциклона: . Зная диаметр аппарата Dhc = 5 м определим расход воды который может подаваться на один ярус: q?hc = 0 785.52.0 7 = 13 73 м3/ч. Определяем количество ярусов nti = 1200/13 73 = 87 4 88 шт. Задавшись количеством ярусов в гидроциклоне n = 15 шт. определяем количество рабочих аппаратов N = 88/15 6 шт. По табл. 4 назначаем основные размеры аппарата. Пример 9. Требуется запроектировать установку с многоярусными гидроциклонами для очистки сточных вод от вагранок литейного цеха. Расход сточных вод 680 м3/ч. Расход воды практически постоянен в течение суток. Температура воды в течение года изменяется в пределах 22-60°С. За расчетную принимаем 30?С. Концентрация взвесей в исходной воде составляет 800-1200 мг/л. В очищенной воде содержание тяжелых примесей не должно превышать 150 мг/л. По данным анализа кривых кинетик отстаивания сточных вод при температуре 20°С в слое h = 200 мм требуемая степень очистки обеспечивается при задержании частиц крупностью 0 2 мм/с. В качестве очистного сооружения принимаем многоярусный гидроциклон с периферийным отбором очищенной воды см. рис. 9 . Расчет производится в следующем порядке. Задаемся следующими параметрами гидроциклона: диаметр гидроциклона Dhc = 5 м; диаметр центрального отверстия верхней диафрагмы прямоточного яруса dd = 1 м; высота ярусов hti = 0 12 м. По формулам 38 40 СНиП 2.04.03-85 рассчитываем удельную гидравлическую нагрузку приходящуюся на один ярус гидроциклона b - ширина периферийной щели для отвода очищенной воды назначаем b = 0 1 м; Kset - коэффициент использования объема яруса так как гидравлическая нагрузка на ярус обещает быть небольшой принимаем Kset = 0 4. Если температуру оборотной воды принимаем равной 30°С тогда гидравлическая крупность по зависимости 31 СНиП 2.01.03-85 при этой температуре составит = 0 2?1/0 8 = 0 25 мм/с; . Зная диаметр аппарата Dhc = 5 м определим расход воды который может подаваться на один ярус . Определим количество ярусов пti = 680/13 33 = 51 шт. Задавшись количеством пар ярусов в гидроциклоне n1 = 15шт. определим количество аппаратов N = 51/15 = 3 4 4 шт. По табл. 4 графа 7 назначаем все остальные размеры многоярусного гидроциклона: высоту цилиндрической части определяем исходя из количества ярусов Нц = 2 htinti+400 = 4000 мм; количество впусков nвп = 3; угол конической части = 60°; угол конуса диафрагм = 50°; диаметр центрального отверстия dd = l м; высоту ярусов принимаем hii = 0 12 м; зазор между корпусом и диафрагмой = 0 1 м; скорость потока на входе = 0 3 м/с; размер впускной щели: высота 0 12 м; ширина 13 3.1000/0 3.3600 = 12 мм; высота водосливной стенки Н2 = 0 5м. Пример 10. Требуется запроектировать очистные сооружения фасонно-формовочного цеха сточные воды которого в основном представлены пылевидными частицами песка глины шлака формовочной земли и т. д. Расход сточных вод в среднем составляет 120 м3/ч. Концентрация взвешенных веществ изменяется в пределах 1500-3000 мг/л. Кривая кинетики отстаивания приведена на рис. 12. По требованиям производств эту воду необходимо очистить до 10 мг/л т. е. 99 7 %. Подобные жесткие требования диктуются условиями предохранения плунжерных насосов от образивного износа. Этими насосами очищенная сточная вода будет подаваться в технологический процесс. Температура воды 20?С; pН = 6-7. Удельный вес механических загрязнений в среднем равен: г = 2 6 г/см3. Расход воды следует считать постоянным в течение суток. Для достижения столь грубой степени очистки принимаем двухступенную схему очистки по которой на период ступени применены напорные гидроциклоны в которых обеспечивается удаление основной массы механических загрязнений Э = 80% на второй ступени - отстаивание с применением реагентов. В данном примере рассматривается лишь расчет напорных гидроциклонов. По кривой кинетики отстаивания см. рис. 12 по заданному эффекту Э = 80 % определяем охватывающую гидравлическую крупность U0 = 200/l0 60 = 0 33 мм/с. Затем из точки на оси ординат соответствующей заданному эффекту очистки 80 % проводим касательную к кривой. Из точки касания опускаем перпендикуляр на ось абсцисс и по найденному времени tгр = 16 5 мин рассчитываем граничную гидравлическую крупность Uгр = 200/ 16 5.60 = 0 2 мм/с. Затем по формуле 31 рассчитываем граничный диаметр гр мкм задерживаемых частиц . После определения граничной крупности по табл. 6 подбираем гидроциклон который может выделить частицы этой крупности Dhc = 80 мм и по этой же таблице в соответствии с рекомендуемыми соотношениями СНиП 2.04.03-85 назначаем размеры основных рабочих узлов den = 80.0 25 = 20 мм; dвх = 20/0 6 = 32 мм; dшл = 10; Нц = 4Dhc = 4.80 = 320 мм; = 10?; HK = Dhc/ 2 tg /2 = 457 мм. Давление питания принимаем Pвn = 0 3 МПа. По формуле 32 определяем гр . Вследствие того что полученное значение гр = 27 мкм меньше значения гр = 47 5 мкм которое требуется обеспечить ожидается что подобранный гидроциклон обеспечит эффект очистки несколько выше задаваемого. В случае если определенная гр была бы больше заданного потребовалось бы подбор повторить задаваясь другими размерами гидроциклона. Далее по формуле 33 определяем производительность одного аппарата Qen = 1 03?0 80 053?21 28?3 20 405?1 60 143?3 20 015?100 025?0 30 443 = 3 7 л/с = 13 3 м3/ч. Исходя из общего количества сточных вод для их очистки потребуется гидроциклонов N = 120/13 4 = 8 9 9 шт. В соответствии с п. 6.91 СНиП 2.04.03-85 установка должна включить 9 рабочих аппаратов и 1 один резервный. После определения количества гидроциклонов определяем расход воды удаляемой со шламом на который нужно рассчитывать уплотнитель осадка qшл = 0 07 13 4.9 = 8 4 м3/ч. 2. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ БИОЛОГИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД Аэротенки 2.1. В соответствии с СНиП 2.04.03-85 технологические параметры аэротенков определяются расчетом по зависимостям 48 - 67 . Hа очистных станциях производительностью более 30000 м3/сут аэротенки как правило устраиваются в виде железобетонных резервуаров глубиной 4-5 м шириной коридоров 6-9 или 12 м. Количество коридоров и их длин зависят от типа аэротенка и компоновки очистных сооружений. Аэротенки - смесители без регенераторов 2.2. Сооружения этого типа целесообразно применять для очистки производственных сточных вод при относительно небольших колебаниях их состава и присутствии в воде преимущественно растворенных органических веществ например на второй ступени биологической очистки сточных вод и системы канализации нефтеперерабатывающих заводов. Пример. Исходные данные: расчетный расход сточных вод в смеси с городскими 1250 м3/ч; БПКдолн воды после аэротенков I ступени и смешения с городскими в соотношении 1:1 Len = 150 мг/л; БПКдолн очищенной воды Lex. = 15 мг/л. Значения констант принимаются из уравнения 40 СНиП 2.04.03-85: = 59 мг БПКдолн/ г-ч ; Kl = 24 мг/л; K0 = 1 66 мг/л; = 0 158 л/г. Доза ила и концентрация растворенного кислорода должны определяться по технико-экономическим расчетам. В данном случае практически установлены ai = 2 г/л; С0 = 2 мг/л. Величина рассчитанная по уравнению 49 СНиП 2.04.03-85 составит мг БПКполн г?ч . Период аэрации определяется по уравнению 48 СНиП 2.04.03-85 ; . Объем аэротенков Wat = qWtatm = 1250.7 4 = 9250 м3 Степень рециркуляции определяется по формуле 52 СНиП 2.04.03-85. В первом приближении принимать Ii = 100 см3/r который потом уточняется по табл. 41 СНиП 2.04.03-85 исходя из нагрузки на ил. Аэротенки-смесители с генераторами 2.3. Эти сооружения применяются для очистки производственных сточных вод со значительными колебаниями состава и расхода стоков и присутствии в них эмульгированных и биологически трудноокисляемых компонентов например при очистке сточных вод 1 ступени второй системы канализации ППЗ. Пример расчета. Исходные данные: расчетный расход с учетом неравномерности поступления qW = 625 м3/ч; Len = 300 мг/л; Lвх = 100 мг/л. Значения констант уравнения 49 приведены в табл. 40 СНиП 2.04.03-85: = 59 мг БПКполн/ г-ч ; Kl = 24 мг/л; K0 = 1 66 мг/л; = 0 158 л/г. По данным технико-экономического расчета или опыту эксплуатации принимаются величины средней дозы ила aimix = 3 5 г/л и концентрации растворенного кислорода Сo = 2мг/л. Для расчета аэротенков предназначенных для очистки производственных сточных вод степень регенерации Rr задается по данным исследований или по опыту эксплуатации. В данном случае степень регенерации принимается Rr = 0 3 объем занятый регенератором составляет 30 % иловой индекс Ii = 100 см3/г. По формуле 52 СНиП 2.04.03-85 определяется коэффициент рециркуляции . Средняя скорость окисления в системе аэротенка с регенератором aimix = 3 5 г/л определяется по формуле 49 СНиП 2.04.03-85 а значения констант по табл. 40 СНиП 2.04.03-85 = 18 3 мг БПКполн/ г?ч . Общий период окисления при = 18 3 рассчитываем по формуле 48 СНиП 2.04.03-85 ч. Общий объем аэротенка и регенератора Watm + Wг = qWtatm = 625 4 46 = 2788 м2. Общий объем аэротенка определяется по формуле Watm = Watm+Wr / 1+ = = 1952 м3. Объем регенератора Wr = 2788-1952 = 836 м3. С учетом величины периода аэрации следует уточнить нагрузку на ил а затем значения илового индекса. По формуле 53 СНиП 2.04.03-85 определим значения qi qi = 439 мг/г?сут. По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при этом значении qi для сточных вод НПЗ Ii = 74 cм3/г что отличается от ранее принятого Ii = 100 cм3/г. С учетом проектирования значения Ii по формуле 52 СНиП 2.04.03-85 уточняется величина коэффициента рециркуляции Ri = = 0 35. Для расчета вторичного отстойника уточняется доза ила в аэротенке по следующей формуле: . 35 Подставляя численные значения в формулу 35 получим = = 2 45 г/л. Гидравлическая нагрузка на вторичный отстойник определяется по формуле 67 СНиП 2.04.03-85 с учетом допустимого выноса ила из отстойника после I ступени биологической очистки = 30 мг/л. Принимается радиальный отстойник с коэффициентом использования объема Кss = 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 qW = 4200 м3/ч; величина БПКполн исходной воды Len = 250 мг/л; требуемая величина БПКполн очищенных вод Lвх = 15 мг/л допустимый вынос ила из вторичных отстойников = 10 мг/л В начале по формуле 52 СНиП 2.04.03-85 определятся степень рециркуляции Ri причем в первом приближении принимается величина Ji = 100 см3/г. Доза ила в аэротенке определяется оптимизационным расчетом с учетом работы вторичных отстойников ориентировочно = 3 мг/л. Ri = = 0 43. Величина БПКполн воды поступающей в начало аэротенка-вытеснителя Lmix определяется по формуле 51 СНиП 2.04.03-85 с учетом разбавления циркуляционным илом мг/л. Период пребывания сточных вод в аэротенке рассчитывается no формуле ч. Доза ила в регенераторе определяется зависимостью 55 СНиП 2.04.03-85. В первом приближении г/л. Удельная скорость окисления рассчитывается по формуле 49 где величины констант и коэффициентов следует брать из табл. 40 СНиП 2.04.03-85. Для городских сточных вод = 85 мг БПКдолн/ г?ч ; Ki = 33 мг/л; K0 = 0 626 мг/л; = 0 07 л/г; s = 0 3. Концентрация кислорода и доза ила определяется оптимизационным расчетом. Для регенератора принимается в данном случае Сo = 2 мг/л ar = 6 49 г/л = 16 6 мг БПКполн/ г.ч . Продолжительность окисления загрязнений рассчитывается по формуле 54 СНиП 2.04.03-85 ч. Продолжительность регенерации ила по формуле 57 СНиП 2.04.03-85 tr = to-tat = 7 29 - 1 55 = 5 74 ч. Продолжительность пребывания в системе аэротенк-регенератор рассчитывается по формуле t = 1+Ri tato+Ritr 36 Подставив численные значения получим t = 1+0 43 1 55 + 0 43?5 74 = 4 68 ч. Объем аэротенка определяется по формуле 58 СНиП 2.04.03-85 Wat = tato 1+Ri qW = 1 55 1+0 43 4200 = 9309 м3 Объем регенератора - по формуле 59 СНиП 2.04.03-85 Wr = tr Riqw = 5 74?0 43?4200 = 10366 м3. Для уточнения илового индекса определяется средняя доза ила в системе аэротенк-регенератор по формуле 37 Подставив численные значения получим aimix = [ 1+0 43 1 55?3 + 0 43?5 74?6 49]/4 68 = 5 45 г/л. По формуле 53 СНиП 2.04.03-85 определяется нагрузка на ил qi где доза ила принимается равной величине aimix а период аэрации равен продолжительности пребывания в системе аэротенк - регенератор t: qi = 355 мг?БПКполн/ г?сут . По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 для ила городских сточных вод при qi = 355 мг / г?сут Ji = 76 см3/г. Эта величина отличается от принятой ранее Ji- = 100 cм3/г. По формуле 52 СНиП 2.04.03-85 с учетом скорректированной величины Ji = 76 см3/г уточняется степень рециркуляции Ri = 3/ = 0 29. Принимается Ri = 0 3. Эта величина существенно отличается от рассчитанной в первом приближении поэтому нуждается в уточнении величины Lmix и tai. По формуле 51 СНиП 2.04.03-85 Lmix = мг/л. По формуле 56 СНиП 2.04.03-85 ч. По формуле 55 СНиП 2.04.03-85 г/л. По формуле 49 СНиП 2.04.03-85 = 15 47 мг?БПКполн/ г?ч . По формуле 54 СНиП 2.04.03-85 to = 9 04 ч. По формуле 57 СНиП 2.04.03-85 tr = 9 04- 1 6 = 7 44 ч. Продолжительность пребывания в системе аэротенк-регенератор по формуле 36 t = 1 + 0 3 1 6 + 0 3?7 44 = 4 31 ч. Объем аэротенка по формуле 58 СНиП 2.04.03-85 Wat = 1 6 1+0 3 4200 = 8790 м2. Объем регенератора по формуле 57 СНиП 2.04.03-85 Wr = 7 44?0 3?4200 = 9374 м3. Далее необходима проверка величины aimix по формуле 37 aimix = [ 1+0 3 1 6?3 + 7 44?0 3?8]/4 31 = 4 79 г/л с учетом которой нагрузка на ил будет равна: qi = 390 мг/г?сут; величина Ji по табл. 41 СНиП 2.04.03-85 равна 79 cм3/г что не существенно отличается от ранее определенного значения этой величины и дальнейшей корректировки расчетов не требуется. Вторичные отстойники для аэротенков-вытеснителей с регенераторами рассчитываются по формуле 67 СНиП 2.04.03-85 в котором значения аi и аt соответствуют первоначально заданным величинам значение Ji принимается на основе последних корректировок в данном случае для радиальных отстойников при Kss = 0 4 и Hset = 3 м qssa = 1 43 м3/м2.ч. Аэротенки-вытеснители без регенераторов 2.5. Сооружения этого типа рекомендуется применять для очистки городских и близких к ним по составу производственных сточных вод с БПКполн не более 150 мг/л либо на второй ступени биологической очистки. Пример расчета. Исходные данные: расчетный расход сточных вод qW = 4200 м3/ч для городских сточных вод БПКполн исходной воды Len = 150 мг/л; БПКполн очищенных вод Lех = 15 мг/л; вынос ила из вторичных отстойников = 15 мг/л. В начале определяется степень рециркуляции Ri в которой величина илового индекса в первом приближении принимается Ji = 100 см3/г доза ила в аэротенке - устанавливается в результате технико-экономических расчетов. Ориентировочно = 3 мг/л. По формуле 52 СНиП 2.04.03-85 Ri = 0 25. Для обеспечения нормального удаления ила из вторичных отстойников с илососами следует принимать Ri = 0 3. БПКполн воды поступающей в начало аэротенка-вытеснителя Lmix с учетом разбавления циркуляционным илом рассчитывается по формуле 51 СНиП 2.04.03-85 Lmix = 119 мг/л. Период аэрации определяется по уравнению 50 СНиП 2.04.03-85 в котором значения констант и коэффициентов для рассматриваемого примера по табл. 40 СНиП 2.04.03-85 имеют следующие значения: = 85 мг/ г?ч Ki = 33 мг/л; KO = 0 626 мг/л; = 0 07л/г; s = 0 3. При Leх = 15 мг/л коэффициент Kp = 1 5. Концентрация кислорода определяется технико-экономическими расчетами с учетом типа аэраторов. Приближенно Со = 2 мг/л. Объем аэротенка и вытеснителя с учетом рециркуляционного расхода определяется по зависимости 58 СНиП 2.04.03-85. Wat = tatv 1+Ri qW = 2 96 1+0 3 4200 = 16162 м3. Для расчета вторичного отстойника следует уточнить величину илового индекса по нагрузке на ил которая рассчитывается по формуле 53 СНиП 2.04.03-85 где для аэротенка-вытеснителя без регенерации исходная величина БПК равна Lmix: qi = 421 мг / г.сут . По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при qi = 421 мг / г.сут Ji = 83 см3/г. При новом значении илового индекса степень рециркуляции уточняется по формуле 52 СНиП 8.04.03-85 Ri = 2/ = 0 199. но для обеспечения нормального удаления ила следует принять Ri = 0 3 и следовательно дальнейший расчет в корректировке не нуждается. Гидравлическая нагрузка qssa на вторичный отстойник определяется no формуле 67 СНиП 2.04.03-85 в котором величина илового индекса принимается после последней корректировки Ji = 83 см3/г. Для радиальных отстойников с Kss = 0 4; Hset = 3 м; qssa = 1 45 м3/ м2.ч . Системы аэрации 2.6. Аэраторы должны обеспечивать заданный кислородный режим и необходимую интенсивность перемешивания в аэротенках. 2.7. Пневматические аэраторы рассчитываются по зависимостям приведенным в п. 6.157 СНиП 2.04.03-85. В конструкции мелкопузырчатых аэраторов могут применяться фильтросные пластины и трубы синтетические ткани пористые пластины и т. п. При использовании пористых материалов удельный расход воздуха на единицу рабочей поверхности аэраторов Ja d зависит от индивидуальных свойств этих материалов и назначается в пределах Ja d = 30-100 м3/ м2.ч ; для фильтросных пластин - Ja d = 60-80 м3/ м2.ч для фильтросных труб Ja d = 70 - 100 м3/ м2.ч считая на площадь горизонтальной проекции трубы для синтетических тканей арт. 56007 арт. 56026 Ja d = 50 - 80 м3/ м2.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 faz/fat = 0 2-0 3 повысить эффективность использования и снизить удельный расход воздуха. 2.8. В аэротенках-смесителях пневматические аэраторы располагаются вдоль одной стены коридора равномерно по всей их длине. Количество фильтросных пластин или труб определяется с учетом необходимости интенсивности аэрации и рекомендуемых значений Ja 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 qW = 4200 м3/ч; солесодержание воды Сs = 3 г/л; БПКполн исходной и очищенной воды Len и Lвх - 150 в 15 мг/л расчетная температура воды ТW - 20°С. Удельный расход воздуха qаir осуществляется по формуле 61 СНиП 2.04.03-85 для условий полной биологической очистки. В рассматриваемом примере удельный расход кислорода qO = 1 1 и средняя концентрация кислорода в аэротенке СO = 2 мг/л. По данным расчета объем аэротенка Watv = 16162 м3. Приняв по конструктивным соображениям длину коридора l = 60 м и рабочую глубину Hat = 4 м общая ширина аэротенка будет равна: . Приняв ширину одного коридора b = 6 м число коридоров будет равно: nk = Bat/b = = 11 17. Следует принять nk = 12 и соответственно изменить и длину коридора l Bat = nk b = 12.6 = 72 м; l = Watv/Hat Bat = =56 м. В зависимости от температуры воды ее солесодержания и глубины погружения аэратора растворимость кислорода определяется зависимостью 38 где ha = Hai- hay; при haу = 0 3 м; hа = 4-0 3 = 3 7 м; TW = 20?С; Cs = 3 г/л; = 8 72 мг/л. Приняв в первом приближении faz/fat = 0 1; по табл. 42 СНиП 2.04.03-85 К1 = 1 47 для аэратора из фильтросных труб при ha = 4 м по табл. 43 СНиП 2.04.03-85 К2 = 2 52. При 20 °С коэффициент КT = 1. Для городских сточных вод коэффициент K3 = 0 85. Приведем значения коэффициентов K3 для некоторых видов производственных сточных вод Источники сточных вод K3 Целлюлозно-бумажные комбинаты 0 7-0 8 Молочные заводы 0 8 Производства крафт-бумаги 0 7 Деревообрабатывающие производства 0 08 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 БПКполн во времени рис. 13 . Периоды аэрации для заданных промежуточных значений Lex определяются расчетом по формуле 50 СНиП 2.04.03-85. Данные расчетов для условий рассматриваемого примера приведены в табл. 8. Рис. 13. Зависимость Lex от продолжительности пребывания в аэротенках-вытеснителях Таблица 8 Lmix мг/л 119 119 119 119 119 Lex мг/л 100 75 50 25 15 taiv. ч 0 44 1 06 1 73 2 53 2 96 На графике см. рис. 13 интервал времени соответствующий продолжительности аэрации при которой достигается Lex = 15 мг/л делится на равные части по принятому числу ячеек аэротенка-вытеснителя например на 6 частей. Для периодов аэрации в каждой ячейке с помощью полученной кривой см. рис. 13 определяются значения БПКполн на входе и выходе из ячеек. Эти данные приведены в табл. 9. Таблица 9 Показатель Номер ячейки Примечания I II III IV V VI Lеn мг/л 119 95 75 56 40 25 По рис. 13 Lex мг/л 95 75и 56 40 25 14 То же qо мг/мг Lеn- Lеx 0 9 0 9 0 9 0 9 1 0 1 1 - qair м3/м3 1 02 0 85 0 81 0 68 0 71 0 47 - Ja м3/ м2ч 6 38 5 32 5 06 4 25 4 43 2 95 - Q?air м3/ч 4284 3570 3402 2856 2982 1974 - nd ед. 1 82/2 1 52/2 1 44/2 1 21/1 1 27/1 0 84/1 - Примечание. Под чертой указано принятое число рядов фильтросных труб. На основе данных табл. 9 по формуле 39 определяется интенсивность аэрации в каждой ячейке 39 где q?air - удельный расход воздуха для каждой ячейки определяется по формуле 61 СНиП 2.04.03-85. Для рассматриваемого примера количество ячеек принято nja = 6 общая продолжительность аэрации в сооружении по табл. 8 taiv = 2 96 ч. Количество рядов пневматических аэраторов например фильтросных труб определяется по формуле 40 В рассматриваемом примере ширина коридора аэротенки принята b = 6 м удельный расход воздуха на аэратор для фильтросных труб Jad = 70 м3/ м2ч площадь одного ряда аэратора на 1 м фильтросных труб dy = 300 мм; f?d = 0 3 м2/м. Расход воздуха Q?air м3/ч в каждой ячейке определяется по формуле . 41 Общий расход воздуха на аэротенк Qair равен сумме всех Q?air. Для более точного регулирования подачи воздуха на воздуховодах каждой ячейки следует установить расходомеры с задвижками или вентилями. 2.10. В аэротенках-вытеснителях с регенераторами удельный расход воздуха определяется по формуле 61 СНиП 2.04.03-85. Количество аэраторов на первой половине длины аэротенков и регенераторов принимается вдвое больше чем на остальной длине коридора. Для условий рассмотренного примера в п. 2.9 удельный расход воздуха рассчитанный по формуле 61 СНиП 2.04.03-85 составил qair = 12 22 м3/м3. Общий расход воздуха Qair = 12 22.4200 = 51309 м3/ч. Средняя интенсивность аэрации Ja = 12 22.4 /3 75 = 13 03 м3/ м2ч . Интенсивность аэрации на первой половине аэротенка и регенератора Ja1 = 1 33Ja на второй - Ja2 = 1 33Ja/2 = 0 67Ja. При ширине коридора аэротенка b = 6 м удельном расходе воздуха на аэратор в виде фильтросных труб Jab = 90 м3/ м2ч и площади одного ряда фильтросных труб dy = 300 MM; f?d = 0 3 M2/M. Количество рядов фильтросных труб в первой половине аэротенки вытеснителя составило ; во второй половине: = 3 92/2 = 1 96. В данном случае следует принять на первой половине аэротенка и регенератора число рядов фильтросных труб - 4 на второй половине - 2 соответственно распределив расходы воздуха. 2.11. С целью сокращения длины воздуховодов количество стояков для подвода воздуха к аэраторам следует ограничить минимально возможным числом которое определяется из заданной неравномерности распределения воздуха вдоль коридора аэротенка. Таблица 10 Геометрические размеры мм Допустимая неравномерность подачи воздуха % Максимальная удельная Перепад давления кПа наружный толщина 5 10 15 производительность диаметр стенки длина трубы на 1 стояк м м3/ м?ч 242 29 25 43 53 112 3-10 260 30 29 51 60 115 3-10 288 30 33 56 72 126 3-10 Число стояков зависит от длины обслуживаемого ими участка фильтросного канала фильтросной или дырчатой трубы. Параметры аэраторов из фильтросных труб приведены в табл. 10 из фильтросных пластин - в табл. 11 из дырчатых труб в табл. 12. Таблица 11 Геометрические размеры мм Допустимая неравномерность подачи воздуха % Максимальная удельная Перепад давления кПа ширина глубина 5 10 15 производительность длина канала на 1 стояк м м3/ м.ч 250 100 64 78 88 30 2-10 250 210 120 146 150 30 2-10 Таблица 12 Геометрические размеры мм Допустимая неравномерность подачи воздуха % Максимальная удельная Перепад давления Условный проход Наружный диаметр Диаметр отверстий Число отверстий 5 10 15 производительность м3/ м2ч кПа на 1 трубы длина трубы на стояк м 50 60 3 20 13 15 5 17 2 18 1 5 50 60 3 40 5 7 9 6 13 0 36 5 1 5 50 60 3 80 2 6 4 0 5 0 73 1 5 80 88 5 3 40 20 24 0 26 4 36 5 1 5 80 88 5 3 80 7 10 7 14 0 73 0 1 5 80 88 5 3 120 4 5 6 7 8 5 110 0 1 5 100 114 3 40 27 3 34 2 37 9 36 5 1 5 100 114 3 80 11 3 17 4 23 4 73 1 5 100 114 3 120 7 1 10 7 13 6 110 1 5 Пример. Определить основные параметры аэратора фильтросный канал для обеспечения аэрации коридора аэротенка - смесителя длиной 100 м шириной 9 м с интенсивностью аэрации 10 м3/ м2ч при допускаемой неравномерности подачи воздуха 15%. Интенсивность подачи воздуха на 1 м длины коридора J??a = J?db = 10.9 = 90 м3/ м2ч . Указанная интенсивность при перепаде 1 5 кПа новые пластины может быть обеспечена установкой трех параллельных рядов фильтросных каналов. Для допустимой неравномерности 15 % при глубине канала 100 мм находим из табл. 11 максимальную длину аэратора на 1 стояк - 88 м. Стояк присоединен к середине обслуживаемого им участка. Для коридора длиной 100 м потребуется таким образом 2 стояка. Полученное данным методом число стояков является минимально допустимым и может быть увеличено из конструктивных соображений. Следует обратить внимание что при этом должны быть предусмотрены упругие вставки на температурных швах резервуара аэротенка. 2.12. Эрлифтные аэраторы. При наличии и сточных водах значительных количеств карбонатных солей смол жиров вязких нефтепродуктов и волокнистых веществ способных вызвать быструю кольматацию пор в мелкопузырчатых пневматических аэраторах целесообразно применение эрлифтных аэраторов. По эффективности они приближаются к механическим но не имеют сложного привода и не подвержены засорениям. Принцип действия эрлифтных аэраторов совмещают в себе среднепузырчатую аэрацию с помощью сжатого воздуха в эрлифте и дополнительную аэрацию при изливе струи через кромку водослива рис. 14 . Конструкция этих аэраторов разработана ВНИИ ВОДГЕО. Рис. 14. Схема эрлифтного аэратора 1 - аэрационная решетка; 2 - нижний конус диффузора; 3 - труба диффузора: 4 - верхний конус диффузора с гребенчатым водосливом; 5 - лопатки; 6 - воздухопровод; 7 - опорные стойки Ориентировочно производительность эрлифтного аэратора Qm кг/ч по кислороду определяется по уравнению 42 где hb - высота кромки водослива рекомендуется принимать hb = 0 45 - 0 5 м; dэp - диаметр трубы аэратора dэp = 0 6-1 Ва; Нэp - глубина погружения аэратора Нэp = 3 5 - 4 м. Растворимость кислорода Са определяется по формуле 38 . Пример расчета. Для подбора эрлифтных аэраторов приведен график рис. 15 . Оптимальный режим работы эрлифтных аэраторов наблюдается при Ja1 = 10-15 м3/ м2ч и dэp = 0 3 - 1 2 м. Рис. 15. Зависимость удельных энергозатрат и производительности по кислороду от диаметра эрлифтных аэраторов при различных значениях интенсивности аэрации 1 - Ja = 5; 2 - Ja = 10; 3 - Ja = 15 м3/ м2ч Исходные данные: тип сооружения - аэротенк-смеситель первой ступени. БПК сточных вод Len = 550 мг/л; Lех = 137 мг/л; расчетный расход qW = 40000 мз/cyт = 1667 м3/ч; период аэрации taim = 3 ч; растворимость кислорода Са = 9 мг/л; концентрация растворенного кислорода в аэротенке Со = 2 мг/л; ширина коридора аэротенка b = 9 м. В данном случае принят dэp = 0 1b т. е. dэp = 0 19 = 0 9 м Ja1 = 15 м3/ м2?ч . Объем аэротенка Waim = qWtaim = 1667.3 = 4999 м3. По рис. 15 при Ja1 = 15 м3/ м2?ч производительность по кислороду этого типоразмера аэратора приближенно составит 65 кг/ч. Для определения необходимого числа эрлифтных аэраторов может быть использована формула 65 СНиП 2.04.03-75 Следует принять Nma = 18 ед. При общей длине коридоров аэротенка La = Waim/Hatb = 4999/ 4 5.9 = 123 м. Расстояние между аэраторами l1 = 123/18 = 6 86 м. Расход воздуха QB1 на один аэратор при Ja1 = 15 м3/ м2?ч . QB1. = Ja1 bl1 = 15?9?6б86 = 926 м3/ч = 257 л/с. Окситенки 2.13. Окситенки представляют собой комбинированные сооружения в конструкции которых предусмотрены зоны окисления и илоотделения сообщающиеся между собой с помощью циркуляционных окон и щелей. Зона окисления оборудуется механическим аэратором системой автоматической подпитки кислорода и стабилизации кислородного режима рис. 16 . Окситенки работают в режиме реактора-смесителя. Они могут применяться для полной и неполной очистки городских и производственных сточных вод. Рис. 16. Схема окситенка 1 - резервуар; 2 - полупогружная перегородка; 3 - корпус зоны реакции 4 - кислородопровод. 5 - механический аэратор; 6 - стояк сброса газа; 7 - привод илоскреба 8 - кислородный датчик; 9 - зона илоотделения; 10 - решетка илоскреба; 11 - водослив водосборного лотка; 12 - донная циркуляционная щель; 13 - подводящий дюкер; 14 - циркуляционные окна Институт Союзводоканалпроект разработал проекты окситенков диаметром 10 22 и 30 м в которых зоны окисления и илоотделения равны между собой по объему. 2.14. При расчете окситенков определяются необходимые объемы зоны окисления и илоотделения размеры турбины аэратора частота ее вращения и мощность привода при заданной эффективности использования кислорода. 2.15. Исходные данные для расчета окситенков аналогичны тем которые необходимы при применении аэротенков. Для примера рассмотрим случай при котором расход сточных вод qW = 1667 м3/ч; БПКполн исходной воды Len = 400 мг/л: БПКполн очищенной воды Lех = 15 мг/л. Сточная вода представляет собой смесь промышленной и бытовой и по составу близка к городской поэтому кинетические константы могут быть взяты из табл. 40 СНиП 2.04.03-85 = 85 мг БПКдолн/ г?ч ; Kl = 33 мг/л; K0 = 0 625 мг/л; = 0 07 л/г. Доза ила и концентрация кислорода определяются в результате технико-экономических расчетов. Для окситенков эти параметры находятся в следующих пределах: ai = 5 - 12 г/л Сo = 6 - 12 мг/л. В данном случае в первом приближении принято ai = 6 г/л Сo = 8 мг/л. В начале определяется удельная скорость окисления по формуле 49 СНиП 2.04.03-85 = =18 25 мг.БПКполн/ г.ч . Период пребывания в зоне реакции определяется по формуле 48 СНиП 2.04.03-85 taim == 5 02 ч. Суммарный объем зон реакции окситенков м3. WO = qwtaim = 1667.5 02 = 8368 м3. Приняв окситенки DО = 22 м глубиной НО = 4 5 м с общим объемом равным: WO1 = 0 785 НО. = 0 785?222?4 5 = 1708 м3 получим объем зоны реакции Wa1 = WO1/2 = =854 м3 Далее рассчитаем диаметр зоны реакции по формуле м: . 43 Затем количество окситенков nO = WO/ Wa1 = 8368/854 = 9 718 ед. Согласно расчетам принимаем nO = 10 ед. 2.16. Для определения седиментационой характеристики ила по формуле 53 СНиП 2.04.03-85 рассчитываем нагрузку на ил qi = 400 - 15 24/6?5 02 1 - 0 3 = 438 мг.БПКполн/ г.сут . По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при qi = 438 величина илового индекса Ji = 85 см3/г. С учетом снижения его за счет кислорода Ji = 85/1 4 = 60 7 см3/г. По табл. 45 СНиП 2.04.03-85 в зависимости от величины параметра aiJi определяем допустимую гидравлическую нагрузку на илоотделитель; для aiJi = 6.60 7 = 364 при котором qms = 1 4 м3/ м2?ч . Необходимая площадь илоотделителей окситенков Fтs = qw/ qms = = 1140 м2. Фактическая площадь илоотделителей FOi = WO1/2HO = 1708/ 2.4 5 = 1900 м2 что значительно превышает необходимую величину поэтому дозу ила можно несколько увеличить. 2.17. Во втором приближении принимается доза ила ai = 8 г/л остальные параметры остаются неизменными и расчет повторяется в прежней последовательности. По формуле 49 СНиП 2.04 03-85 = 16 62 мг / г.ч . По формуле. 48 СНиП 2.04.03-85 taim = 400-15 /[8 1-0 3 16 62] = 4 13 ч. Объем зон реакции окситенков Wa = 1667.4 13 = 6895 м3. Количество окситенков nO = 6895/854 = 8 07 ед. Можно принять nO = 8 ед. По формуле 53 СНиП 2.04.03-85 qi = 400-15 .24/[8.4 13 1-0 3 ] = 399 5 мг/ г.сут / По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при qi = 399 5 мг/ г.сут Ji = 80 см3/г с учетом влияния кислорода Ji = 80/1 4 = 57 см3/г величина aiJi = 8.57 = 456 при котором по табл.45 СНиП 2.04.03-85 qms = 1 м3/ м2?ч Необходимая площадь илоотделителей окситенков Fтs = 1667/1 = 1667 м2 Фактическая площадь илоотделителей F?тs = 6895/4 5 = 1532 м2 что соответствует необходимой величине. 2.18. Производительность аэратора по кислороду Qma кг/ч при использовании технологического 95 %-ного кислорода определяется по формуле 44 где Са - концентрация насыщения воды кислородом мг/л в стандартных условиях по формуле 38 в данном случае Сa = 10 мг/л ; Кт и K3 - коэффициенты учитывающие температуру и состав сточных вод определяются по п. 6.157 СНиП 2.04.03-85. Например при температуре воды 12?С Кт = 1+0 02 12 - 20 = 0 84. Для смеси промышленных и городских вод K3 = 0 7. Коэффициент использования кислорода в окситенке принимается в пределах = 0 85-0 95. Концентрация растворенного кислорода в зоне реакции определяется технико-экономическим расчетом. Для окситенков оптимальные значения Со = 6-12 мг/л. В данном случае Со = 8 мг/л. Скорость потребления кислорода рассчитывается с учетом БПК исходной и очищенной воды и производительность одного окситенка по формуле кг/ч: . 45 Для данного случая = 400 - 15 1667/1000?8 = 80 кг/ч. Приняв = 0 9; Co = 8 мг/л Qma = 10?80/1000?0 84?0 7[0 174 1-0 9 /0 9-8/1000] = 119 кг/ч. Исходя из конструктивных соображений принимается диаметр турбины механического аэратора dа = 2 м. Параметры механических аэраторов приведены в табл. 13. Таблица 13 Диаметр турбин аэратора м Количество лопаток шт. Длина лопатки мм Высота лопатки мм Частота вращения мин-1 Производительность по кислороду кг/ч Мощность нетто кг 0 5 6 17 14 133 3 33 1 2 0 7 8 20 14 95 7 08 2 4 1 0 12 21 13 67 9 58 3 4 1 5 16 25 14 48 22 91 7 5 2 18 30 15 38 33 33 11 8 2 6 18 37 18 32 52 08 18 1 3 24 35 17 27 77 5 26 5 3 5 24 40 18 24 108 33 38 5 4 24 47 20 22 145 83 52 5 4 5 24 52 22 21 204 16 75 Для аэратора с da = 2 м работающего на воздухе производительность по кислороду составляет Qm = 33 5 кг/ч мощность нетто Nm = 11 8 кВт частота вращения nm = 38 мин-1. Поскольку Qm аэратора недостаточна следует повысить скорость его вращения и соответственно увеличить мощность привода. Необходимая частота вращения nO мин-1 определяется по формуле nO = nm 46 т. е. nO = = 72 мин-1. Мощность нетто на валу NO кВт рассчитывается по формуле NO = 47 для рассматриваемого примера NO = 11 8.722/382 = 42 3. Мощность привода аэратора брутто при его КПД = 0 7 NOb = No/ = 42 3/0 7 = 60 5 кВт. Интенсивность перемешивания механического аэратора оценивается по величине донной скорости Jо м/с в наиболее удаленной точке зоны его действия величина которой должна быть не менее 0 2 м/с и рассчитывается по формуле где Ha и Вa - глубина и ширина зоны реактора. Для рассматриваемого примера при Вa = Dr = 15 5 м; На = 4 5 м донная скорость будет равна: Jо = = 0 7 м/с что значительно выше требуемой величины и следовательно перемешивание будет обеспечено. 2.19. Расход кислорода определяется с учетом расхода сточных вод БПКполн исходной и очищенной воды и эффективности использования кислорода. Весовой расход кислорода рассчитывается по формуле . Для рассматриваемого примера = 713 кг/ч. Объемный расход Q?o = Qo / где плотность 1 м3 кислорода при нормальном давлении = 1 43 кг/м3. Для условий примера Q?o = 713/1 43 = 498 7 м3/ч. 2.20. При подборе оборудования можно использовать технико-экономические показатели установок разделения воздуха по данным Гипрокислорода которые приведены в табл. 14. 2.21. Применение окситенков экономически целесообразно при получении кислорода по себестоимости от действующих кислородных цехов предприятий азотной нефтехимической коксохимической и других отраслей промышленности а также при строительстве собственных кислородных установок в составе очистных сооружений. Экономический эффект от применения окситенков с собственными кислородными установками по сравнению с аэротенками при очистке городских сточных вод возрастает с повышением производительности очистных сооружений. Таблица 14 Марка установки Количество блоков в установке шт. Производительность по кислороду м3/ч Стоимость цеха в тыс. руб. Расход электроэнергии тыс. кВт.ч Годовые эксплуатационные затраты тыс. руб. Себестоимость 1 м3 кислорода коп. К-0 15 1 165 134 2 1918 73 38 5 5 К-0 4 1 420 275 4631 162 23 4 79 К-0 4 1 840 505 2 926 2 308 26 4 5 К-1 4 1 1400 632 15 7268 306 33 2 85 К-1 4 2 2800 1164 45 14535 4 554 2 53 К-5 1 4850 1604 2 24823 5 848 18 2 Примечание. Производительность и себестоимость даны при нормальном давлении кислорода при температуре 20 ?С. Содержание кислорода не ниже 99 6 %. Ориентировочные величины экономического эффекта для этих условий приведены в табл. 15. Таблица 15 Производительность сооружения тыс. м3/сут 20 55 110 180 360 620 Экономический эффект тыс. руб. 65 126 7 208 6 381 2 645 970 1 Аэротенки с флотационным илоотделением для очистки производственных сточных вод 2.22. Технологическая схема очистки производственных сточных вод с флотационным разделением иловой смеси предназначается для полной и глубокой биологической очистки производственных сточных вод. Рекомендуется двухстепенная очистка в которой на первой ступени используются аэротенки-смесители работающие с высокой дозой ила и разделение иловой смеси в напорных флотаторах на второй ступени - секционированные аэротенки-вытеснители и вторичные отстойники. Схемы с флотационным разделением иловой смеси могут быть применены при строительстве новых и при реконструкции существующих очистных сооружений. При проектировании целесообразно использовать комбинированные сооружения аэротенков I и II ступени между которыми располагается флотационный илоотделитель рис. 17 . Рис. 17. Схема аэротенка с флотационным илоотделителем для очистки производственных сточных вод 1 - резервуар аэротенка; 2 - центробежной насос; 3 - сатуратор; 4 - дросселирующая арматура; 5 - флотационный илоотделитель; 6 - трубопровод подачи воды на II ступень; 7 - вторичный отстойник; 8 - сброс очищенной воды; 9 - аэротснк II ступени; 10 - ячейки аэротенка II ступени; 11 - аэротенк I ступени; 12 - подача исходной воды; 13 - регенератор; 14 - подача возвратного ила; 15 - опорожнение флотатора. Применение аэротенков с флотационным илоотделением экономически целесообразно для очистки производственных сточных вод с БПКполн более 400 мг/л биологически трудноокисляемых загрязнений сточных вод для которых необходимый период аэрации превышает 16 ч. При преимущественном развитии в аэротенках так называемых «вспухающих» активных илов с иловым индексом более 200 см3/г применение напорной флотации имеет преимущества перед отстаиванием. Применение двухступенчатых аэротенков с флотационным разделением иловой смеси целесообразно для сточных вод химической нефтехимической микробиологической гидролизной дрожжевой медицинской пищевой и других отраслей промышленности на станциях любой производительности. Причем экономическая эффективность этих схем повышается при увеличении производительности станции. Принцип действия и схемы аэротенков с флотационным илоотделением 2.23. Разделение напорной флотацией основано на всплывании частиц активного ила вместе с мельчайшими пузырьками воздуха которые выделяются из иловой смеси после насыщения ее воздухом под давлением. Преимущества напорной флотации для разделения иловой смеси по сравнению с общепринятым в настоящее время вторичным отстаиванием заключается В том что процесс биологической очистки интенсифицируется в результате увеличения окислительной мощности аэротенка первой ступени как за счет увеличения рабочей дозы ила так и при увеличении нагрузки на ил в результате сокращения времени пребывания во флотаторе. При этом уменьшается объем сооружений для разделения иловой смеси и в них создаются аэробные условия что позволяет получить более глубокую очистку сточных вод. За счет уменьшения площади аэротенков первой ступени и увеличения их окислительной мощности значительно улучшаются условия аэрации и снижается удельный расход воздуха; увеличивается активность микроорганизмов ила первой ступени в результате дробления его в дросселирующей аппаратуре. Для достижения максимальной эффективности процесса первая ступень аэротенка оборудуется регенератором активного ила вторая выполняется в виде ячеистого реактора-вытеснителя с 4-6 секциями. Первая ступень работает с высокими дозами ила или большой нагрузкой на ил вторая - предназначена для доочистки воды и улучшения седиментационных свойств активного ила. После второй ступени иловая смесь разделяется в обычном отстойнике. Аэротенк с флотационным разделением ила состоит см. рис. 17 из аэрационного резервуара разделенного флотационным илоотделителем на две ступени первая ступень оборудована регенератором активного ила вторая - разделена на ячейки. Флотационный илоотделитель оборудован центробежным насосом и эжектором для подсоса воздуха сатуратором для растворения воздуха и дросселирующей арматурой. Сооружение работает следующим образом: неочищенная сточная жидкость поступает в первую ступень смешивается с регенерированным активным илом выходящим из ячейки и освобождается от основной массы загрязнений в результате происходящих в первой ступени процессов сорбции и окисления. Затем иловая смесь забирается высоконапорным насосом из конца первой ступени насыщается воздухом в сатураторе и выпускается через дросселирующее устройство во флотационный илоотделитель в котором при снижении давления с 0 3-0 6 МПа до атмосферного происходит интенсивное всплывание воздушных пузырьков вместе с частицами активного ила. Выделенный в виде пены активный ил направляется в регенератор где сорбированные загрязнения окисляются при высокой концентрации активного ила 25-30 г/л. Регенерированный ил смешивается затем с поступающей сточной жидкостью. Цикл повторяется. При работе первой ступени без регенератора предусмотрена возможность подачи части сточных вод в ячейку. Осветленная во фотационном илоотделителе иловая смесь с содержанием взвеси 100-300 мг/л по трубопроводу выпускается во вторую ступень аэротенка где происходит процесс доочистки сточных вод при нормальной нагрузке на ил. Аэротенк второй ступени разделен перегородками с отверстиями на 4-6 ячеек. На последней ячейки иловая смесь поступает в отстойник. Очищенная вода сбрасывается с установки циркуляционный ил возвращается в первую ячейку второй ступени. Избыточный ил из отстойника второй ступени направляется на первую ступень проходит флотационный илоотделитеаль и вместе с избыточным илом первой ступени направляется в уплотнитель в котором происходит дальнейшее снижение влажности пены до 92-94 %. Осветленная надиловая вода из уплотнителя направляется по возможности самотеком во вторую ступень аэротенка или как вариант сбрасывается в поток осветленной воды выходящей из отстойника второй ступени. Следует предусмотреть подачу части неочищенной сточной жидкости 10 % общего расхода в первые две ячейки второй ступени. Для первой ступени рекомендуется применять флотационный илоотделитель с цилиндрическими насадками и вращающимся водораспределителем см. разд. 4 . 2.24. Для расчета аэротенков с флотационным илоотделением необходимы следующие исходные данные: расход сточных вод начальная и конечная БПКполн сточных вод значения констант в формуле 42 СНиП 2.04.03-85 ; Ki; Ко; . 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 ai = 1 3/ 0 05+0 00152Ji . 48 Величину БПКполн в воде после аэротенка первой ступени L?ex следует принимать 80-130 мг/л. Продолжительность прерываний в аэротенке первой и второй ступенях рассчитывать по формулам 48 и 50 СНиП 2.04.03-85 удельную скорость окисления по формуле 49 СНиП 2.04.03-85 степень рециркуляции ила для аэротенков второй ступени по формуле 52 СНиП 2.04.03-85 константы процесса ; Ki Ко и из табл. 40 СНиП 2.04.03-85. Концентрация сфлотированного уплотненного ила af г/л определяется по уравнению 49 где иловый индекс принимается по данным табл. 41 СНиП 2.04.03-85. Коэффициенты «а» и «b» принимаются в зависимости от продолжительности уплотнения сфлотированного ила которую следует принимать 2-3 ч. Время уплотнения ила ч 0 25 1 0 5 1 2 3 Коэффициента а 0 019 0 016 0 014 0 012 0 011 » в 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 аf . 50 Нагрузка по твердой фазе на зеркало флотационного илоотделителя qss кг/ м2.сут при оптимальном удельном расходе растворенного воздуха и концентрации активного ила aопт определяется по формуле qss = 50 + 1 5Ji 1 4/ 0 005/ Ji - 0 07 51 Суммарное количество твердой фазы подвергаемой флотации кг/сут; . 52 Суммарная площадь флотационных илоотделителей Ff м2 . 53 Гидравлическая нагрузка qm i м3/ м2ч . qm s = qW /24Ff. 54 Продолжительность пребывания воды tszf в отстойной зоне ниже водораспределителя принимается равной 0 4-0 6 ч высота отстойной зоны определяется по формуле Hszf м: Hszf = tszf qm i. 55 Глубина зоны уплотнения Hт выше водораспределителя принимается 2-2 5 м. Разность отметок водосливов водосборного и пеносборного лотков флотационного илоотделителя 40-50 мм предусматривается регулировка положения отметки пеносборного лотка. Уклон дна пеносборного лотка принимать в пределах 0 1-0 05. Hacoc для подачи иловой смеси на флотатор устанавливается под заливом гидростатический напор перед насосом должен поддерживаться постоянный и составлять не более 2 5-3 м забор воды осуществляется непосредственно из аэротенка первой ступени. Остальные конструктивные особенности флотатора приведены в гл. 4. Пример расчета аэротенка с флотационным илоотделителем 2.25. Исходные данные: расход сточных вод qW = 40000 м3/сут. Сточные воды химкомбинатов азотной промышленности с БПКполн исходной и очищенной воды 500 и 15 мг/л. По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 иловый индекс 120 см3/г. Доза активного ила ai г/л в аэротенке первой ступени рассчитывается по формуле 48 аi = 1 3/ 0 05+0 00152.120 = 5 59. Концентрация сфлотированного ила аf г/л при продолжительности уплотнения 3ч - по формуле 49 аf = 1 6/ 0 011+0 000198-120 = 47 75. Степень рециркуляции пла Rf - по формуле 50 Rf = 5 59/ 47 65 - 5 59 = 0 132. Нагрузка по твердой фазе на зеркало флотационного илоотделителя qssf кг/м2 сут определяется по формуле 51 qssf = [ 50+1 5?120 ?1 4]/ 0 005?120 - 0 07 = 475. Суммарное количество флотируемой твердой фазы G кг/сут по формуле 52 G = 40000?5 59 1 +0 132 = 253115. Суммарная площадь флотационных илоотделителей Ff м2 - по формуле 53 Ff = 253115/475 = 532 9. Рационально принять 4 флотатора диаметром 13 м. Гидравлическая нагрузка на флотаторы qms м3/ м2ч по формуле 54 qms = 40000/24.532 9 = 3 13. При продолжительности пребывания воды в отстойной зоне 0 5 ч ее высота Hszf м по формуле 55 составит Hszf = 0 5?3 13 = 1 57. Глубина зоны уплотнения принимается равной 2 5 м. Высота зоны распределения жидкости 0 3 м. Гидравлическая глубина флотационного илоотделителя составит 1 57+2 5+0 3 = 4 37 м. Аэротенки с флотационным разделением иловой смеси для очистки городских сточных вод 2.26. Для очистки городских сточных вод взамен вторичных отстойников применяются аэротенки с флотационным разделением иловой смеси с одноступенчатой схемой флотации. Применение напорной флотации для разделения иловой смеси приводит к значительному сокращению объема сооружений. В данных условиях возможно применение горизонтального флотационного илоотделителя рис. 18 который совмещается с аэротенком обычной конструкции откуда иловая смесь во флотационный резервуар поступает самотеком. Туда же через распределительную систему вводится предварительно насыщенная воздухом под давлением вода. Комплекс пузырек воздуха-флокула активного ила поднимается на поверхность флотационного резервуара образуя слой сфлотированного ила. Рис. 18. Схема горизонтального флотационного илоотделения 1 - подача иловой смеси; 2 - лоток для сбора сфлотированного ила; 3 - скребковый механизм для удаления сфлотированного ила; 4 - подвесная перегородка; 5 - водослив; 6 - лоток осветленной воды; 7 - флотационный резервуар; 8 - распределительная система насыщенной воздухом воды Осветленная вода отводится из нижней части флотационного резервуара с помощью дырчатой трубы или через зазор под подвесной стенкой через регулируемый водослив в канал осветленной воды а затем по трубопроводу в контактные резервуары. Сфлотированный ил скребком удаляется с поверхности флотационного резервуара в лоток откуда циркулирующая часть активного ила возвращается в аэротенк а избыточная часть направляется на дальнейшую обработку. Для получения насыщенной воздухом воды часть осветленной воды подводится к насосу рис. 19 . С помощью насоса вода под давлением подается в напорный бак. Туда же компрессором подводится сжатый воздух. В напорном баке воздух растворяется в воде практически до полного ее насыщения. Насыщенная воздухом вода по трубопроводу подводится к распределительной системе флотационного резервуара см. рис. 18 . Рис. 19. Схема узла насыщения рециркулирующей части осветленной воды 1 - трубопровод отвода насыщенной воздухом воды; 2 - напорный бак; 3 - компрессор; 4 - обратный клапан; 5 - вентиль; 6 9 - расходомер; 7 - манометр; 8 - эжектор; 10 - клапан регулирующий; 12 - насос; 13 - предохранительный клапан; 14 - уровнемер; 15 - трубопровод опорожнения 2.27. Флотационный резервуар рассчитывается на суммарный расход сточной воды рециркулирующего ила и насыщенной воздухом воды. Время пребывания суммарного расхода принимается равным 40 мин. Узел насыщения напорный бак насос компрессор и трубопроводы подачи и распределения насыщенной воздухом воды рассчитываются из условия обеспечения давления насыщения 0 6-0 9 МПа продолжительности насыщения - 3-4 мин и расхода насыщенной воздухом воды в зависимости от давления и рабочей дозы ила табл. 16 . Расход воздуха составляет 20-30 % расхода насыщаемой воды при давлении 0 6-0 9 МПа соответственно. Таблица 16 Давление насыщения Расход насыщенной воздухом воды QН в % от объема иловой смеси Qис при дозе ила ai г/л МПа 3 4 5 6 7 8 0 6 12 15 19 23 27 30 0 9 7 5 10 12 5 15 17 5 20 Примечание. Для промежуточных значений давления насыщения расход воды определяется интерполяцией. Степень осветления очищенных сточных вод зависит от удельного расхода воздуха и следовательно от давления насыщения. При удельном расходе воздуха 4-6 л/кг сухого вещества ила содержание взвешенных веществ в осветленной воде не превышает 15 мг/л; при удельном расходе воздуха 9-10 л/кг сухого вещества ила - не более 5 мг/л. Флотационные резервуары в плане могут быть прямоугольными а при реконструкции существующих отстойников - круглыми с радиальным движением воды. Конструктивные параметры прямоугольных резервуаров: рабочая глубина 2-4 м общая высота на 0 4-0 5 м больше глубины. Отношение ширины к длине от 1:3 до 1:5. При ширине более 3 м рекомендуется установка продольных ненесущих перегородок для обеспечения равномерного движения воды и работы скребковых механизмов. Расстояние под подвесной перегородкой определяется из условия движения воды в этом сечении со скоростью в пределах 0 8-1 2 м/с. Объемы аэротенков принимаются в соответствии с п. 6.143 СНиП 2.04.03-85. При определении периода аэрации удельную скорость окисления надлежит принимать по табл. 17 дозу активного ила по табл. 18. Таблица 17 БПКполн мг/л Удельная скорость окисления ? мг?БПКполн / г?ч при дозе активного ила ai г/л 3 4 5 6 7 8 100 19 2 17 3 16 11 14 9 13 7 12 7 150 23 5 21 4 19 7 18 4 17 3 15 9 200 27 6 25 5 24 22 5 21 19 5 300 31 6 29 7 28 26 7 25 2 23 4 400 33 8 32 1 30 7 29 4 27 6 25 9 600 35 2 33 8 33 1 31 3 29 9 28 Таблица 18 Показатель БПКполн мг/л 100 150 200 300 400 500 Доза ила а г/л 3 4 5 6 7 8 Степень рециркуляции 0 11 0 16 0 20 0 25 0 30 0 36 Расход рециркуляционного ила при концентрации сфлотированного ила 30 г/л может быть принят по табл. 18. Перекачку активного ила рекомендуется осуществлять эрлифтами. Для определения количества воздуха необходимого для перекачки активного ила ориентировочно можно принять расход воздуха 1 м3/м3 ила. Прирост ила в схеме полной биологической очистки следует принимать по СНиПу по аналогии с окситенками. Пример расчета аэротека с флотационным разделением иловой смеси для городских сточных вод 2.28. Исходные данные: расход сточных вод qw = 4160 м3/ч; БПКполн начальное и конечное Lеn ai 200 мг/л Lex = 15 мг/л; содержание взвешенных веществ начальное и конечное 150 и 15 мг/л соответственно. Период аэрации ч: tatm = 200-15 /5 1 - 0 25 24 = 2 06 где принимается ? по табл. 17 и а - по табл. 18. Объем аэротенков Wai =4160?2 06 = 8600 м3. Расход воздуха на аэрацию рассчитаем по формуле 61 СНиП 2.04.03-85 при q0qh = 1 1 мг/мг K1Kт = 2; при fаэр/Fаэр = 0 5; K2Kг/л = 2 52; при hha = 4 м KтKт = 1 KзKкв = 0 85 Са = 10 8 мг/л Со = 2 мг/л qair = = 5 4 м3/м3. Расход воздуха qair = 5 4?4160 = 22500 м3/ч. Интенсивность аэрации Ja = qaHa/tair = 5 4?4/2 06 = 10 5 м3/ м2?ч что выше Ja min. Циркуляционный расход qr = 20 % от qw табл.18 ; Qr = 4160?0 2 = 832 м3/ч. Расход иловой смеси Qис = 4160+832 = 4992 м3/ч. Расход насыщенной воздухом осветленной сточной воды Qн определяется по табл.16. При аi = 5 г/л и давлении насыщения 0 6 МПа Qн = 19% от Qис Qн = 4992?0 19 = 950 м3/ч. Расход Qф м3/ч через флотационный резервуар Qф = 4992 + 950 = 5942. Объем флотационного Wф м3 резервуара при времени пребывания 40 мин Wф = 5942 = 3960. Рабочий объем напорного бака принимается равным 50 м3. Общий объем сооружений Wc м3 биологической очистки : Wc = 8600 + 3960 + 50 = 12610. Насос подбирается на производительность 950 м3/ч и напор 0 6 МПа. Компрессор подбирается на производительность 190 м3/ч и давление 0 6 МПа. Удаление из сточных вод соединений азота 2.29. Процесс глубокой нитрификации сточных вод содержащих NH независимо от исходной концентрации аммонийного азота эффективно протекает в аэротенках-смесителях при соблюдении строго определенного возраста активного ила который для различных условий может измениться от 5 до 70 и более сут. При осуществлении процесса нитрификации в отсутствии или недостатке органического субстрата для построения биомассы нитрифицирующих микроорганизмов требуется искусственная добавка источников неорганического углерода в виде НСО или СО2 из расчета 2 мг-экв на 1 мг-экв окисленного аммонийного азота. Оптимальная величина рН для нитрифицирующих микроорганизмов составляет 8 4 оптимальная температура 30?С. При температуре менее 30?С наблюдается снижение скорости нитрификации. Процесс нитрификации может осуществляться как в присутствии органических веществ так и в их отсутствии. Особое внимание следует обратить на присутствие в сточных водах веществ тормозящих или полностью ингибирующих нитрификацию в частности свободного аммиака и тяжелых металлов. Для удаления из воды окисленных форм азота NО и NO осуществляют денитрификацию т. е. восстановление нитритов и нитратов до молекулярного азота. Этот процесс может быть реализован при наличии в воде определенного количества органического субстрата окисляемого сапрофитными микроорганизмами до CO2 и Н2О за счет кислорода азотсодержащих соединений. При денитрификации обеспечивается очистка сточных вод одновременно от биологически окисляемых органических соединений и от соединений азота NО и NO . Наиболее эффективно процесс денитрификации протекает при рН = 7-7 5 при рН выше 9 и ниже 6 процесс затормаживается. В качестве органического субстрата в процессе денитрификации могут быть использованы любые биологически окисляемые органические соединения углеводы спирты органические кислоты продукты распада белков избыточный активный ил и т.д. . Источником углеродного питания при очистке сточных вод методом денитрификации могут быть исходные или прошедшие очистку в первичных отстойниках сточные воды а также органосодержащие производственные сточные воды предпочтительно не содержащие аммонийного органического и белкового азота. Необходимое соотношение величины БПК в сточных водах к нитратному азоту ориентировочно равно 4: 1. Для процессов нитрификации и денитрификации могут быть использованы обычные сооружения биологической очистки: аэротенки и биофильтры. При удалении соединений азота из сточных вод могут применяться различные схемы очистки: одностадийные двух или трехстадийные. В каждой схеме процесс денитрификации может осуществляться в начале середине или конце сооружения с искусственной добавкой субстрата например метанола или с использованием субстрата сточных вод с проведением процесса денитрификации в аэробных или анаэробных условиях с дополнительной рециркуляцией иловой смеси в начало резервуара из его конца или из вторичного отстойника а также из одной ступени в другую. Во всех схемах на завершающей стадии устраивают как правило аэрацию иловой смеси продолжительностью не менее 1-2 ч для отдувки газообразного азота и более глубокого окисления аммонийного азота. Для удаления из сточных вод соединений азота возможно применение специально разработанных для этих целей сооружений типа циркуляционных каналов в которых создаются аэробные и анаэробные участки за счет рассредоточенного расположения поверхностных механических аэраторов. Возможно осуществление процесса в аэротенке-смесителе при попеременном цикличном аэрировании и перемешивании иловой смеси в течение короткого времени 1-1 6 ч при соблюдении необходимого времени пребывания сточной жидкости в сооружении. Для перемешивания иловой смеси могут быть использованы лопастные мешалки с горизонтальной или вертикальной осью вращения гидравлическое перемешивание а также перемешивание воздухом с малой интенсивностью подаваемым дырчатыми трубами или открытыми стояками. При отсутствии токсичных загрязнений особенно для нитрификации могут применяться секционированные вытеснители с последовательно работающими аэробными и анаэробными секциями и подачей в секции денитрификации соответствующего количества органического субстрата или исходной сточной жидкости. 2.30. Аэротенки-тарификаторы целесообразно применять при отсутствии в сточных водах посторонних органических примесей например дренажных вод жидкостей из накопителей производственных отходов содержащих NН. Для поддержания стабильной очистки не допускается суточное изменение концентрации N-NН в поступающей жидкости более ±5%. Процесс нитрификации следует осуществлять в аэротенке-cмесителе при невысокой степени очистки воды 2-4 мг N-NН очищенной воды . При расчете процессов нитрификации сточных вод необходимо вначале определить минимальный возраст активного ила при котором обеспечивается требуемая остаточная концентрация аммонийного азота. Ориентировочно концентрацию нитрифицирующего ила при требуемом его возрасте следует определять по табл. 19 в которой представлены данные по количеству нитрифицирующих микроорганизмов ais г/л при количестве окисленного аммонийного азота Сn 20 мг N-NН за 24-часовой период обработки воды при температуре 20?С а также данные по приросту ила и удельной скорости окисления аммонийного азота. При других количествах окисленного аммонийного азота Сn и продолжительности очистки t дозу нитрифицирующего ила следует определять по формуле . 56 Минимальное время обработки в аэротенке-смесителе сточных вод не содержащих органических веществ 10-12 ч. Вынос нитрифицирующего ила из вторичных отстойников должен быть не более 20 мг/л т. е. его прирост должен быть не менее этой величины с целью сохранения нитрифицирующего ила в системе. Таблица 19 Прирост ила мг/мг N-NН Возраст ила Т сут. Концентрация микроорганизмов ais Удельная скорость окисления ?п мг/ г?ч 0 17 5 0 017 49 0 0 17 10 0 034 24 5 0 16 15 0 048 17 4 0 138 20 0 055 15 2 0 09 25 0 048 17 4 0 055 30 0 033 25 2 0 03 35 0 021 39 7 0 02 40 0 016 52 1 0 018 50 0 048 17 4 0 044 60 0 053 15 7 0 018 70 0 025 33 3 Для более эффективного задержания нитрифицирующего ила целесообразно размещение тонкослойных блоков в конце аэротенков. Следует отметить что вследствие весьма малой скорости роста нитрифицирующих микроорганизмов существует критическая минимально возможная суммарная концентрация аммонийного и органического азота Сnen min в поступающей воде ниже которой осуществление процесса нитрификации в аэротенке с заданным эффектом становится практически невозможным из-за ограничений работы вторичных отстойников при возврате в нитрификатор необходимого количества нитрифицирующего ила. Минимальная допустимая концентрация Сnen min при заданном возрасте ила Т в зависимости от допустимого выноса нитрифицирующего ила из вторичных отстойников аt мг/л определяется выражением Сnen min = 0 02 аt T/ais. 57 Для обеспечения эффективной нитрификации аммонийного азота при меньших начальных его концентрациях целесообразно вводить дополнительное количество неконсервативных легкоокисляемых органических веществ например метанола или неочищенной бытовой сточной жидкости. Процесс нитрификации следует осуществлять при оптимальном значении рН равном 8 4. При других значениях рН и той же температуре удельные скорости снижаются. Приведем значения КрН при различных величинах рН: рН . . . . 6 6 5 7 7 5 8 8 4 9 КрН . . . . 0 15 0 31 0 5 0 6 0 87 1 1 23 В общем случае при расчете аэротенков с нитрификацией сточных вод необходимо знание удельной скорости роста нитрифицирующих микроорганизмов которая зависит от рН и температуры жидкости концентрации растворенного кислорода в иловой смеси и аммонийного азота в очищенной жидкости а также от наличия токсичных для нитрификации компонентов. Удельная скорость роста тарификаторов сут-1 определяется по формуле 58 где КрН - коэффициент учитывающий влияние рН; КТ - коэффициент учитывающий влияние температуры жидкости; ?С . . . . . . . 10 15 20 25 30 КТ . . . . . . . 0 32 0 56 1 0 1 79 3 2 Кос - коэффициент учитывающий влияние концентрации растворенного кислорода который определяется по формуле Кос = Со/ Ко+Со . 59 Кс - коэффициент учитывающий влияние токсичных компонентов; - максимальная скорость роста нитрифицирующих микроорганизмов равная 1 77 сут-1 при рН = 8 4 и температуре 20 °С; Кп - константа полунасыщення мг N - NH4/л; N - концентрация аммонийного азота в очищенной жидкости. Со - концеш рация растворенного кислорода в иловой смеси мг/л; Ко - константа полунасыщения равная 2 мг O2/л. Коэффициент Ко определяется по формуле Ко = J/ J + Сi 60 где Сi - концентрация ингибитора мг/л; J - константа полунасыщенпя мг ингибитора/л. Минимальный возраст нитрифицирующего ила определяется по формуле . 61 Удельная скорость окисления органических веществ мг/ г?ч определяется по формуле . 62 где КЭ - энергетический физиологический коэффициент мг.БПКполн/ г?ч ; КР - физиологический коэффициент роста микроорганизмов активного ила мг.БПКполн/г; - возраст ила сут. Для городских сточных вод КЭ = 3 7 мг.БПКполп/ г?ч ; Кр = 864 мг БПКполп/г. Концентрация беззольной части активного ила ai определяется из формулы 49 СНиП 2.04.03-85 где для городских сточных вод = 70 мг.БПКполн/ г?ч ; Кi = 65 мг БПКполн/л = 0 14 л/г; Ко = 0 625 мг/л. Продолжительность пребывания сточных вод в аэротенке tatm с нитрификацией аммонийного азота определяется по формуле tatm = Len-Lех /ai 63 Удельный прирост активного ила Kg мг/ мг.БПКполн определяется по формуле Kg = 41 7atatm/ Len-Lех 64 где a - концентрация ила по сухому веществу г/л. Суточное количество избыточного ила G кг/сут составляет G = Kg/ Len-Lех Q/1000. 65 Пример расчета аэротенка-нитрификатора 2.31. Исходные данные: расход сточных вод Q = 12000 м3/сут; содержание аммонийного азота в исходной воде Сnen = 150 мг/л в очищенной воде Сnex = 3 мг/л; температура 20?С; значение рН = 8 4; концентрация растворенного кислорода равна 4 мг/л. По формуле 58 определяется удельная скорость роста нитрификаторов сут-1; = 0 126. Минимальный возраст ила находим из уравнения 61 = 1/0 126 = 7 93 сут. Принимается = 8 сут. Затем определяем концентрацию нитрифицирующего ила ais. При возрасте ила = 8 сут ais = 0 03 г/л. Удельная скорость нитрификации по табл. 19 составит 34 5 мг/ г?ч . По формуле 57 определяется минимально допустимая концентрация аммонийного азота в поступающей жидкости Cnen min при задаваемом выносе ила из вторичных отстойников Сi = 20 мг/л; Cnen min = 0 02=107 мг/л т. e. меньше исходной величины которая равна 150 мг/л. Общую дозу ила следует определять исходя из минимального периода аэрации для аэротенков-смесителей равного 10 ч. Из уравнения 56 доза нитрифицирующего ила ain = 0 53 г/л. Объем нитрификаторов Wn = Qt/24 = 5000 м3. Гидравлическая нагрузка на вторичные отстойники определяется по формуле 67 п. 1.161 СНиП 2.04.03-85. Пример расчета аэротенка-нитрификатора в присутствии биоразлагаемых органических веществ. 2.32. Исходные данные: расход сточных вод 48000 м3/сут; БПК сточных вод Len = 150 мг/л; аммонийный азот Cnen = 50 мг/л; в очищенной воде Len = 8 мг/л ; концентрация Cneх = 2 мг/л; температура жидкости 20?С; концентрация кислорода в аэротенке - 2 мг/л; рН = 7 8. Характер органических загрязнений аналогичен городским сточным водам. Значения констант при окислении органических веществ и обеспечении глубокой нитрификации: = 70 мг БПКполн/г.ч; Ki = 65 мг/л; = 0 14 л/ч; KO = 0 625 мг/л. По формуле 58 наводим = 0 051 сут-1. Минимальный возраст ила по формуле 61 1/ = 1/0 051 = 19 6 cyт. Удельная скорость окисления органических веществ определяется по формуле 62 = 3 7+ 864?0 0417 /19 6 = 5 54 мг.БПКполн/ г?ч . По формуле 49 п. 6.143 СНиП 2.04.03-85 зная находим концентрацию беззольной части активного ила при Lеx = 8 мг/л 5 54+5 54.0 14аi = 7 41; аi = 2 42 г/л. Продолжительность аэрации сточных под tatm ч в аэротенке-смесителе с нитрификацией аммонийного азота определяется по формуле 63 tatm = = 10 6. Концентрация нитрифицирующего ила в иловой смеси при возрасте ила 19 6 сут определяется по данным табл. 19 с использованием формулы 56 ain = 1 2?0 055 = 0 3 г/л. Общая концентрация беззольного ила в иловой смеси аэротенков составляет ain+ai = 2 42+0 3 = 2 72 г/л с учетом 30 % зольности доза ила по сухому веществу составит а = 2 72/0 7 = 3 88 г/л. Удельный прирост избыточного ила Кg определится по формуле Кg = 0 62 мг/ мг.БПКполн . Суточное количество избыточного ила по формуле 65 G = 4226 кг/сут. Объём аэротенков-интрификаторов W = = 21200 м3. Расход подаваемого воздуха рассчитывается по формуле 61 п. 6.157 СНиП 2.04.03-85 с учетом дополнительного слагаемого в числителе 1 1 Cen-Cnex 4 6. Расчет денитрификатора 2.33. В качестве денитрификаторов могут применяться как смесители так и вытеснители. Для осуществления процесса денитрификации в качестве источника углерода в сточные воды искусственно добавляют биологически неконсервативные органические вещества метанол органические кислоты и т. д. или исходные сточные воды из расчета 3-6 мг БПК на 1 мг N-NO. Расчет продолжительности процесса в реакторе-смесителе осуществляются по формуле 48 п. 6.143 СНиП 2.04.03-85. Удельная скорость мг/ г.ч денитрификации рассчитывается по формуле 66 Продолжительность пребывания в смесителе ч: 67 в вытеснителе 68 Значения кинетических констант принимаются по данным табл. 20. Таблица 20 Вид субстрата мг N-NO/ Г.Ч kdn мг N-NО/л л/r Метанол 58 8 40 0 19 Этанол 44 9 25 0 17 Во всех случаях после денитрификации перед отстойниками необходима аэрация иловой смеси в течение 0 5-1 ч для отдувки газообразного азота. Пример расчета денитрифчкатора 2.34. Исходные данные: расход сточных вод qW = 48000 м3/сут; концентрация нитратного азота 20 мг/л; углеродный субстрат - метанол; концентрация азота в очищенной воде - 9 1 мг/л; иловой индекс - 100 см3/г зольность ила - 0 3. Предельная доза денитрифицирующего ила при Ji = 100 см3/г составляет a = 0 3.1000/100 = 3 г/л. Удельная скорость в денитрификаторе мг/ г.ч в смесителе по формуле 66 = 6 94. Продолжительность пребывания в денитрификаторе tatm ч по формуле 67 tatm = 30 - 9 l /3 l - 0 3 .6 94 = 1 43. Объем реактора Wdn = 48000.1 43/24 = 2860 м3. Для создания анаэробных условий перемешивание иловой смеси в денитрификаторе осуществить механическими лопастными мешалками или гидравлическим способом. Денитрификатор с фиксированной загрузкой 2.35. В качестве загрузки допускается использовать кварцевый песок гравий рулонную пластмассу стекловолокно а также другие материалы обладающие высокоразвитой поверхностью и стойкостью к биологическим воздействиям. При концентрации азота нитратов в поступающей воде менее 50 мг/л рекомендуется устанавливать каркасно-засыпные денитрификаторы; для диапазона концентраций 504 расчет продолжительности работы адсорбера до появления на выходе из слоя проскоковой концентрации проводится по формуле . 90 Расчет при Re<4 проводится по формуле . 91 Формулы для определения коэффициентов массоотдачи имеют вид ; 0 2 < Re2 < l ; 92 ; l4 расчет проводим по формуле 116 или . Тогда = 26 568 1/ч. Рассчитаем время работы адсорбера до появления на выходе из слоя проскоковой концентрации органического вещества. При Re<4 расчет tads проводится по формуле 91 где tads время работы адсорбера или группы последовательно соединенных адсорберов до появления проскоковой концентрации ч: где C0 5 - содержание извлекаемого вещества в сточной воде равновесное с количеством вещества равным половине Dsb моль/м3. Задание. Рассчитать время работы адсорбера до проскока при: = 0 278?10-3 м/с = 1 м/ч; = 430 кг/м3; Htot = 3; Сen = 10 65 моль/м3; Сeх = 0 1 моль/м3. Рассчитаем величину . По данным предыдущих расчетов K = 10000; Сs = 27 8 моль/м3; = 1 26. P = 9 0881. Рассчитаем продолжительность tads;ч работы адсорбера до регенерации активного угля tads = = = 91 489 3 - 0 0747 [0 5126 + 4 6681-1] = 245 63. При Re>4 расчет продолжительности работы адсорбера до появления на выходе из слоя проскоковой концентрации проводится по формуле 90 . Рассчитаем величину tads ч при скорости фильтрования равной = 2 222.10-3 = 8 м/ч. При этом = 26 568 1/ч tads = 11 4362 {3 - 0 3011 [0 5126 + 1]} = 11 4362 3 - 0 4554 = 29 ч. Расчетное количество работающих адсорберов определяем исходя из требуемой производительности установки площади qw аппарата fads и скорости движения очищаемой сточной воды в адсорбере . Приняв диаметр аппарата D = 3 2 м fads = 8 04 м2 и скорость движения жидкости = 1 м/ч находим требуемое количество работающих адсорберов при производительности установки 120 м3/ч Nads = = 15 аппаратов . Время работы каждого адсорбера при заданных условиях фильтрования сточной воды составляет приблизительно 245 ч. При скорости движения очищаемой жидкости = 8 м/ч и D = 3 2 м необходимое количество работающих адсорберов Nads = 2 аппарата . Время работы каждого адсорбера в этом случае до проскока бензойной кислоты составляет 29 ч. Пример 3. Расчет адсорбционной установки оборудованной аппаратами с псевдоожиженным слоем активного угля. Исходные данные: производительность установки 400 м3/ч; используется активный антрацит с эквивалентным диаметром зерен 0 5 10-3 0 5 мм ; начальная концентрация биологически очищенных сточных вод Сen - 50 г O/м3; конечная концентрация органических загрязнений в воде Сex = 15 г O/м3. Порядок расчета: минимальную дозу активного угля при доочистке биологически очищенных сточных вод определяем по формуле кг/м3: . Определяем расход активного угля который зависит от числа секций адсорбционного аппарата. Рассмотрим определение расхода активного угля при расходе жидкости qw = 10 м3/ч в двух и трехсекционном аппарате. Расчеты проводим по формулам 95 и 96 . Величина дозы активного угля определенная в примере составляет 5 8 кг/м3. Расход активного угля в двухсекционном аппарате qsb кг/ч определяем решением квадратного уравнения ; 117 Принимаем двухсекционный аппарат с общей высотой псевдоожиженного слоя 3 м 1 5 м высота слоя на каждой секции . 3.12. Для определения основных технологических параметров работы адсорбционных аппаратов принимаем что относительное расширение псевдоожиженного слоя в аппарате равно: 1 5 - высота псевдоожиженного слоя образованного из неподвижного высотой . Тогда порозность псевдоожиженного слоя с заданным относительным расширением составит = 1- 1-0 4 = 0 6 - порозность неподвижного слоя равная 0 4. Преобразуя формулу 118 находим скорость восходящего потока жидкости м/ч обеспечивающей заданную порозность псевдоожиженного слоя где Ar - число Архимеда определяемое по формуле 119 где Pi - удельная пористость сорбента. Подставляя числовые значения в формулы 118 и 119 получим: число Архимеда Ar = 552; порозность где Re = - число Рейнольдса Re = 2 57. Преобразуя число Рейнольдса определим скорость потока м/ч: . Таким образом для обеспечения полуторакратного расширения псевдоожиженного слоя активного угля с размером частиц 0 5.10-3- 0 5 мм скорость потока должна быть равна 18 5 м/ч. При диаметре адсорбера 3 м его производительность qw равна м3/ч: . Следовательно для обеспечения очистки 400 м3/ч сточной воды необходимо три адсорбционных аппарата. Часовой расход равен 51 4/10 131 = 673 кг/ч. Перепад давления в псевдоожиженном слое активного угля определяем по формуле Н/м2: = = 9 81 1900 - 1000 1 - 0 5 1-0 6 4 5 = 7946. 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 29 Марка активированного угля Характеристика активированного угля ДАК АГ-2 АГ-3 АГ-5 КАД-иодный КАД-молотый БАУ АР СКТ ОУ-А сухой щелочный ОУ-Б влажный кислый Основной размер аерен более 90 % мм 1 0-3 6 1 0-3 5 1 5-2 5 1 0-1 5 1 0-1 5 0 04 1 0-3 6 3 5 1 5-2 7 Порошок Порошок рН водной вытяжки 7-8 7-8 7-8 7-8 7-8 7-8 7-8 7-8 6 8 4-6 Удельный объем пор см3/г общий 1 45 0 6 0 3-1 0 8-1 0 1 0-1 3 1 5-2 1 0 6-0 7 0 8-1 0 - макропор 0 1- 0 004 мкм 1 23 0 22 0 41-0 52 0 46 0 51-1 0 1 19-1 8 0 3-0 5 0 27 - 1 8 мезопор 0 0015- 0 004 мкм 0 04 0 05 0 12-0 16 0 18 0 11-0 15 0 09 0 08-0 16 0 06-0 07 0 20 0 20 0 15 микропор менее 0 0015 мкм 0 17 0 3 0 32-0 42 0 43-0 46 0 11-0 23 0 4-0 23 0 33-0 35 0 28-0 33 0 51 0 28-0 38 0 35 Удельная поверхность мезопор м2/г - 33 - 110 64 57 48 108 138 Плотность г/см3: кажущаяся 0 4-0 5 0 8-0 9 0 8-0 9 0 8-0 9 0 55-0 65 0 4-0 5 1 - - - истинная 1 8 2 2 2 2 1 1 8 1 95 - - - насыпная 0 23 0 6 0 45 0 45 0 45 0 22-0 35 0 6 0 38-0 45 0 42 0 44 Структурные константы: W1 см3/г 0 17 0 20 0 3 0 25-0 30 0 23 0 12 0 22-0 27 0 3 0 45-0 56 - W2 см3/г 0 13 0 13 B1 106 град-2 0 64 0 67 0 7-0 8 0 7-0 8 0 7 1 08 0 55-0 7 0 7-0 8 0 6-0 85 - - B2 106 град-2 2 5 Влажность % 10 5 5 5 10 10 10 15 8 - - Прочность на истирание % 70 75 75 75 90 70 90 70 - - Остовая цена руб/т 790 750 660 483 400 1260-1340 835-1010 860 1010 1200 Таблица 30 Ароматические соединения Алифатические соединения структурный элемент или функциональная группа теплота адсорбции КДж/моль структурный элемент или функциональная группа теплота адсорбции КДж/моль СН в бензольном кольце 3 53±0 02 -СН2 в спиртах и карбоновых кислотах 2 18±0 08 СН в нафталиновом кольце 2 35±0 02 -СН3 0 85±0 08 >С = С< 0 88±0 04 -СН 0 042±0 04 -NH2 1 05±0 02 Сl2 1 38±0 02 -ОН при вторичном или третичном атоме 0 25 -NО2 2 59±0 08 -ОН при первичном атоме 2 3±0 2 -SОзН -1 13±0 08 -С4Н4 второе кольцо в конденсированной системе 2 3 -ОН при наличии в цепи аминного азота 0 25 Пиразолоновое кольцо: 0 84 Сl алиф. 5 0±0 25 Установки для ионообменной очистки сточных вод 3.13. Выбор схемы ионообменной очистки и обессоливания сточных вод производится в зависимости от назначения установки состава и расходов сточных вод требований к качеству очищенной воды. Очистка и частичное обессоливание сточных вод имеющих слабокислую или нейтральную реакцию от ионов 2- и 3-валентных металлов при отсутствии или малом содержании катионов щелочных металлов а также аммония анионов слабых кислот карбонатов силикатов боратов или допустимости их присутствия в очищенной воде производится по одноступенчатой схеме последовательным фильтрованием через катионит в водородной форме и слабоосновный анионит в гидроксильной форме рис. 20 а . При наличии в воде подвергаемой очистке окислителей хромат- и бихроматионов в качестве анионообменника необходимо применять слабоосновные аниониты АН-18-10 П АН-251 или сильноосновной анионит АВ-17 стойкие к окислительному действию указанных ионов. Для более глубокой очистки сточных вод от анионов слабых кислот боратов силикатов применяют схему с одноступенчатым Н-катионированием и 2-ступенчатым Н-анионированием рис. 20 б . На первой ступени анионирование производится с использованием слабоосновных анионитов на второй ступени используются сильноосновные 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 Н-катионирование рис. 20 в . При наличии в обрабатываемой воде большого количества солей угольной кислоты для предотвращения быстрого истощения емкости сильноосновных анионитов 2-й ступени анионирования из воды после Н-катионирования удаляется углекислота в специальных дегазаторах с насадкой из колец Рашига с деревянной хордовой насадкой или в других массообменных аппаратах рис. 20 г . Рис. 20. Схемы установок очистки и обессоливания сточных вод ионообменным способом а - одноступенчатая схема для очистки и частичного обессоливания сточных вод; б - схема очистки и полного обессоливания сточных вод с двухступенчатым анионированием; в - схема очистки и полного обессоливания сточных вод с двухступенчатым катионированием и двухступенчатым анионированием; г - схема очистки и полного обессоливания сточных вод с двухступенчатым анионированием и удалением углекислоты дегазацией; д - схема очистки и обессоливания сточных вод с удалением углекислоты дегазацией и фильтрами смешанного действия; е - схема очистки и полного обессоливания сточных вод с двухступенчатым анионированием удалением углекислоты дегазацией и предочисткой на механических и сорбционных фильтрах; KI и КII - Н-катионовые фильтры I и II ступени; АI и АII - ОН-анионитовые фильтры I и II ступени; Д - декарбонизатор; ПБ - промежуточный бак; М - механические фильтры; Ф - фильтры смешанного действия ФСД . В ряде случаев для стабилизации показателя рН 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 сильноосновными анионитами рис. 20 д . Содержание повышенных веществ в воде поступающей на ионообменные фильтры не должно превышать 8 мг/л. Величина ХПК не должна быть более 8 мг О/л. В противном случае в схему ионообменной установки включаются сооружения предочистки с механическими и сорбционными фильтрами рис. 20 е . 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 Н+ < Na+< NH< Mg2+< Zn2+ < Со2+ < Cu2+ 0 7 п ? 0 7 n > 0 7 п ? 0 7 n > 0 7 0 2 0 41 0 39 0 38 0 35 0 36 0 33 0 15 0 34 0 31 0 31 0 27 0 29 0 25 0 1 0 26 0 22 0 23 0 19 0 21 0 17 0 08 0 23 0 19 0 18 0 15 0 16 0 12 0 05 0 15 0 12 0 12 0 09 0 09 0 06 Рис.26. Карта значений величин коэффициента - а Рис. 27. Карта значений величин коэффициента С Таблица 56 Значение Р принятое при расчете Коэффициент К2 при значении С дождевой сети г 0 85 1 1.2 0 33 2 12 2 56 3.38 0 5 1 51 1.67 1.9 1 1 1 2 0 71 0 69 0 65 3 0 61 0 57 0.53 3 0 62 0 47 0 41 Дождевые воды с территории предприятий первой группы могут направляться непосредственно на очистные сооружения с расходом qW а в случае необходимости уменьшения расхода - через регулирующую емкость перед очистными сооружениями. Полезный объем емкости для вторичного регулирования Wreg может быть определен по формуле . 168 Значения Тд средней продолжительности дождя приведены в табл. 57. При регулировании с помощью разделительной камеры дождевых вод с территории промпредприятий второй группы распределение стока между очистными сооружениями и регулирующей емкостью производится из условия минимальной суммарной стоимости очистных сооружений и регулирующего резервуара путем сравнения возможных вариантов. Полезный объем регулирующей емкости Wreg рассчитывается по формуле . 169 При определении полезного объема регулирующего резервуара задаются рядом значений qоч и соответственно коэффициента . Затем определяют предельный коэффициент регулирования в зависимости от значений географического параметра n в отношении Т/tг табл. 58 . Здесь - значение коэффициента регулирования для случая когда qw равен расходу стока в момент прекращения дождя. Коэффициент K = f для значений > находят по табл. 59 а для значений < рассчитывают по формуле K = КI+КII. 170 Значение КI принимается по табл. 59 для коэффициента регулирования а КII -определяется по формуле . 171 Таблица 57 Населенный пункт ТД ч Европейская территория СССР Архангельск Астрахань 4 Бисер 8 Брянск 6 Бугульма 8 Вильнюс 6 Витебск 6 Волгоград 5 Днепропетровск 5 Донецк 5 Златоуст 10 Калининград 6 Кемь 6 Киров 8 Кишинев 5 Кола 8 Котлас 10 Кривой Рог 5 Куйбышев 6 Курск 6 Ленинград 6 Львов 7 Малые Кармакулы 8 Минск 5 Москва 6 Нарьян-Мар 8 Одесса 5 Оренбург 6 Пермь 9 Псков 6 Ржев 6 Рига 6 Ростов-на-Дону 4 Свердловск 8 Симферополь 4 Сыктывкар 10 Тамбов 6 Таллинн 6 Ужгород 5 Хибины 9 Чернигов 9 Ялта 4 Кавказ Адлер 7 Батуми 9 Гагра 8 Грозный 8 Закатали 9 Ленинакан 4 Ленкорань 9 Магтаги 5 Орджоникидзе 8 Сочи 7 Тбилиси 8 Средняя Азия и Казахстан Алма-Ата 6 Андижан 6 Аральское 4 Ашхабад 4 Балхаш 3 Душанбе 5 Караганда 7 Кокчетав 6 Красиоподск 4 Кустаиай 6 Лешшабад 5 Парын 5 Пукус 3 Ош 6 Ташкент 4 Термез 3 Фергана 5 Фрунзе 6 Целиноград 6 Западная Сибирь Александровское 9 Барнаул 6 Новосибирск 7 Омск 6 Салехард 9 Томск 8 Тюмень 7 Усть-Улаган 4 Чемал 5 Восточная Сибирь Андан 9 Анадырь 8 Баргузин 6 Баунт 5 Братск 6 Верхоянск 6 Дудинка 10 Ербагачен 6 Зима 5 Красноармейский прииск 13 Красноярск 7 Минусинск 4 Могоча 6 Нерчинский завод . 4 Нижнеангарск 6 Оленек 8 Сковородино 6 Среднекалымск 9 Таймыр озеро 7 Тикси бухта 7 Томмош 6 Туруханск 13 Улан-Удэ 5 Уэлен 7 Чита 5 Шмидта мыс 10 Якутск 4 Дальний Восток Бикин 6 Биробиджан 9 Благовещенск 6 Владивосток 8 Гижика 9 Курильск 6 Maгадан 9 Николаевск-на-Амуре 10 Охотск 10 Петропавловск-Камчатский 9 Пикан 6 Сантахеза 5 Сихоте-Алинь 6 Улунга 10 Уссурийск 8 Усть-Хайрюзово 10 Усть-Большерецк 9 Усть-Камчатск 11 Южно-Сахалинск 8 Таблица 58 ТД/tr при значениях параметра n 0 50 0 55 0 63 0 67 0 70 0 75 2 0 41 0 37 0 32 0 26 0 23 0 19 3 0 32 0 27 0 23 0 18 0 16 0 13 4 0 26 0 23 0 19 0 14 0 13 0 09 5 0 23 0 20 0 16 0 12 0 10 0 08 6 0 21 0 18 0 15 0 11 0 09 0 07 8 0 19 0 15 0 12 0 09 0 07 0 06 10 0 17 0 13 0 11 0 08 0 06 0 05 12 0 15 0 12 0 09 0 06 0 00 0 04 15 0 13 0 10 0 08 0 05 0 05 0 03 20 0 12 0 09 0 07 0 05 0 04 0 03 После определения величины Wp для принятого ряда значений qоч и ? выполняют ориентировочный расчет системы для отведения и очистки поверхностного стока и выбирают вариант исходя из технико-экономических показателей. При проектировании регулирующих резервуаров необходимо предусмотреть поддержание в них в сухую погоду некоторого постоянного уровня заполнения на глубину 0 8-1 м и возможность периодического полного опорожнения и очистки от осадка а также аварийный сброс воды для предотвращения переполнения резервуара при выпадении значительных по слою осадков редкой повторяемости. Таблица 59 К при значениях параметра п 0 50 0 55 0 60 0 67 0 70 0 75 0 6 0 29 0 28 0 28 0 28 0 29 0 31 0 4 0 45 0 42 0 40 0 40 0 41 0 42 0 3 0 62 0 62 0 69 0 54 0 53 0 54 0 25 0 90 0 77 0 69 0 64 0 63 0 63 0 2 1 16 0 96 0 85 0 77 0 73 0 70 0 15 1 55 1 27 0 08 0 93 0 86 0 81 0 12 2 0 1 69 1 27 1 06 0 98 0 90 0 10 - 1 84 1 46 1 17 1 07 0 97 0 09 - 1 99 1 58 1 24 1 12 1 01 0 08 - - 1 71 1 31 1 19 1 06 0 07 - - 1 89 1 41 1 27 1 11 0 06 - - - 1 54 1 36 1 18 0 05 - - - 1 69 1 48 1 26 0 04 - - - - 1 64 1 36 0 02 - - - - - 1 51 На случай аварийного сброса из регулирующих резервуаров в водный объект необходимо предусматривать мероприятия по исключению сброса в рыбохозяйственные водоемы. 7.7. При определении схемы очистных сооружений предпочтение следует отдавать прудам-отстойникам. Для дополнительного осветления предварительно отстоенного поверхностного стока в случае такой необходимости может быть применено фильтрование через различные загрузки из природных и синтетических материалов кварцевый песок керамзит пенополистирол пенополиуретан торф обработка коагулянтами с последующим отстаиванием а также флотация с предварительной реагентной обработкой стока. Применение реагентной обработки требует полной автоматизации процесса очистки из-за эпизодичности поступления стока и наиболее целесообразно при совместной очистке его с производственными сточными водами. Перед сооружениями для регулирования и очистки поверхностного стока следует предусматривать установку решеток для задержания мусора с прозорами 10-20 мм. При этом для промпредприятий с площадью водосбора до 100 га допускается применение решеток с ручной очисткой. Очистку решеток следует производить после каждого дождя. Для очистки решеток должны быть предусмотрены площадка обслуживания и контейнер для сбора мусора. Для регулирования расхода поверхностного стока с территории промпредприятий во многих случаях более предпочтительно устройство аккумулирующих емкостей по сравнению с устройством регулирующих резервуаров. При накоплении стока в аккумулирующей емкости происходит усреднение его состава а при последующем выдерживании перед опорожнением удаление из стока основной массы нерастворенных примесей. Рабочий объем аккумулирующей емкости 117 м определяется по формуле . 172 Аккумулирующие емкости рекомендуется проектировать прямоугольными в плане и разделенными на 2-4 секции. Полезный объем секции следует рассчитывать на прием стока от слоя атмосферных осадков 2 5-5 мм. Конструкция распределительной камеры перед аккумулирующей емкостью должна обеспечивать последовательное заполнение свободных секций и отведение стока поступающего после заполнения всех секций в сбросной коллектор. Во впускных устройствах секций следует предусмотреть установку щитовых затворов для отключения секций на отстаивание стока удаление осадка или ремонт. Конструкция выпускных устройств должна исключать попадание всплывших нефтепродуктов в трубопроводе для отвода осветленной воды. Высоту зоны отстаивания в емкости следует принимать в пределах 1 5-4 м высоту свободной зоны над уровнем воды 0 3- 0 5 м высоту нейтральной зоны над уровнем осадка 0.4-0 5 м. Секции аккумулирующей емкости должны быть оборудованы устройствами для периодического удаления всплывших нефтепродуктов и осадка. При проектировании нефтегонных и нефтесборных устройств следует учитывать периодическое колебание уровня заполнения секций ниже расчетного. Иловые приямки в аккумулирующей емкости рекомендуется располагать в средней части. Уклон днища к приямкам и поперечный уклон дна следует принимать не менее 0 05 а уклон стенок приямка не менее 45°. Для удаления осадка с площади днища в приямок следует предусматривать гидросмыв. Объем иловой части емкости определяется исходя из заданной периодичности удаления осадка. Для периодического удаления накапливающегося осадка из аккумулирующей емкости следует предусмотреть устройство гидроэлеваторной установки или насосной станции оборудованной плунжерными или другими насосами предназначенными для перекачки шламов с высоким содержанием механических примесей. Для обезвоживания осадка рекомендуется применять выдерживание его на иловых площадках или на площадках-уплотнителях нагрузка на площадки обезвоживания может быть принята равной 3 м3 на 1 м2 в год. Площадки следует разделять на карты оборудованные выпускными устройствами для отвода иловой воды. Продолжительность выдерживания поверхностного стока в аккумулирующей емкости и последующего опорожнения емкости принимается из условия обеспеченности приема всего или части стока от каждого дождя в зависимости от количества выпадающих осадков и принятой величины h достижения высокого эффекта удаления основных примесей из поверхностного стока и необходимой степени регулирования расхода стока с целью снижения пропускной способности сооружений для его доочистки. На основании данных о средней продолжительности периодов между стокообразующими осадками продолжительность отстаивания стока в аккумулирующей емкости может быть принята равной 1-2 сут. В таких же пределах может быть принята и продолжительность отвода осветленной воды. При продолжительности отстаивания 1-2 сут эффект снижения содержания взвешенных веществ и показателя ХПК в аккумулирующей емкости колеблется в основном в пределах 80- 90 % а показатели БПК в пределах 60-80 %. Остаточное содержание взвешенных веществ в отстоянной воде ориентировочно могут быть приняты в пределах 50-200 мг/л нефтепродуктов 0 5-5 мг/л органических примесей 50-100 мг/л в пересчете на ХПК и 20-3 мг/л в пересчете на БПК. Для дополнительного осветления поверхностного стока фильтрованием следует применять фильтрующие загрузки отличающиеся простотой регенерации: например загрузки из синтетических материалов эластичного пенополиуретана и вспененного полистирола. Повышение эффекта фильтрационного осветления достигается при обработке стока флокулянтами полиакриламидом . Доза флокулянта составляет 1-2 мг/л. При использовании загрузки из эластичного пенополиуретана марок 35-0 8; 40-0 8; 40-1 2 в измельченном виде крошка с размером сторон 1-2 см технологические параметры фильтров после флокуляционной обработки стока принимаются следующими: высота слоя загрузки 1-1 5 м; плотность загрузки 50- 70 кг/м3; скорость фильтрования 20-25 м/ч; эффект осветления 90-95 %; грязеемкость загрузки 50 кг/м3; потери напора в начале фильтроциклона 5-6 кПа в конце фильтроцикла 10-20 кПа. При безреагентном фильтровании на пенополиуретановых фильтрах скорость фильтрования следует принимать в пределах 10-30 м/ч эффект осветления соответственно при высоте слоя загрузки 1 и 1 5 м 85-60 % и 90-75 %. Также рекомендуется применять загрузку из вспененных гранул полистирола марок ПСВ и ПСВ-С диаметром 2-5 мм с кажущееся плотностью 0 1- 0 2 г/см3. Технологические параме1ры пенополистирольных фильтров при флокуляционной обработке стока принимаются следующими: высота слоя загрузки 2-2 5 м; скорость фильтрования 30-40 м/ч; эффект осветления 90 % грязеемкость загрузки 30- 50 г/м3; потерн напора в начале фильтроцикла 4-30 кПа в конце фильтроцикла до 100 кПа регенерация осуществляется за счет обратной водовоздушной промывки расход воды 30 л/ с.м2 расход воздуха 10-12 л/ с.м2 время обработки 15-20 мин . При безреагентном фильтровании на пенополистирольных фильтрах скорость фильтрования следует принимать в пределах 1-30 м/ч эффект осветления 90-60 %. После отстаивания поверхностный сток может доочищаться на флотационных установках предназначенных для совместной очистки дождевых и сточных вод. В этих случаях применяются преимущественно установки напорной флотации. Флотацию проводят как правило с рециркуляцией сточных вод и реагентной обработкой. Расход рециркуляционной воды составляет около 50 % расхода очищенной воды. В качестве коагулянта рекомендуется применять серно-кислый алюминии при дозе 50-100 мг/л в пересчете на безводный продукт. Насыщение воды воздухом осуществляется в напорных баках рассчитанных во время пребывания 1-2 мин при давлении 0 4-0 5 МПа 4-5 атм . Расчетное время пребывания воды во флотаторе-отстойнике принимается в пределах 20-30 мин. Для удаления осадка с днища флотатора в камеру для осадка и образующейся на поверхности флотатора пены в пеносборный лоток предусматриваются скребковые механизмы желательно с отдельными приводами . Осадок и нефтешлам образующийся при разрушении пены направляются в шламонакопитель и перерабатываются по схеме принимаемой в технологии очистки нефтесодержащих производственных сточных вод в зависимости от конкретных условий. В отдельных случаях для частичной механической очистки поверхностного стока могут применяться проточные отстойники. Расчет отстойников надлежит производить по СНиП 2.04.03-85 по кинетике выпадения взвешенных веществ из дождевых под с учетом необходимого эффекта осветления. Данные по кинетике выпадения взвешенных веществ из дождевого стока следует определять экспериментально. В случае отсутствия экспериментальных данных для ориентировочных расчетов можно принимать следующие значения гидравлической крупности частиц взвеси для высоты зоны отстаивания 2 м: Э %. . . . . . 50 60 70 U0 мм/с. . . 0 62 0 32 0 12 Повышение эффективности работы отстойников достигается путем предварительной обработки сточных вод коагулянтами. Эффект осветления 94-95 % может быть достигнут пря применении в качестве коагулянта серно-кислого алюминия. Корректировка показателя рН при этом не требуется если его значение в исходной воде находится в пределах 6-8. Рекомендуемая доза коагулянта-50 мг/л в пересчете на Al2 SO4 3. Доза коагулянта может быть снижена на 10-20 мг/л в случае дополнительного введения в воду флокулянтов в количестве 0 5- 2 мг/л. Значительный эффект осветления 94-99 % достигается при самостоятельном применении катионных полиэлектролитов и полиакриламида. Рекомендуемая доза - 1-3 мг/л в пересчете на основное вещество. Расчетную скорость осаждения взвесей U0 при отстаивании поверхностного стока обработанного коагулянтами следует принимать в пределах 0 5-0 6 мм/с среднюю концентрацию твердой фазы в уплотненном осадке - 150 кг/м3.