bbk 000000

УДК 628.33.001.2

Моделирование и расчет отстойников

Аннотация

Приведены результаты исследования процессов очистки воды от взвешенных веществ. При расчете сооружений и аппаратов, применяемых для выделения взвешенной фазы загрязнений, должны учитываться ее дисперсный состав, плотность, концентрация, поверхностные свойства жидкой фазы и показатель динамики потоков.

Ключевые слова:

отстойник , взвешенные вещества , кинетика , фильтрат , диффузия , агломерация

 

Скачать статью в журнальной верствке PDF

Взвешенные загрязнения в сточных водах, образующихся в технологических циклах промышленных предприятий, часто являются следствием потерь сырья или выпускаемой продукции, поэтому цепочку технологического процесса целесообразно дополнять локальными очистными установками с возвратом очищенной воды в производство и утилизацией задержанных загрязнений.

Взвешенная фаза загрязнений промышленных сточных вод отличается широким диапазоном крупности дисперсного состава (от 1·10^–2 до 1·10^–9 м) и плотности (от 0,8 до 7 т/м³), а также концентрациями, которые в ряде производств могут составлять до 20 г/л и более. Частицы взвешенных загрязнений находятся в постоянном взаимодействии между собой и могут объединяться в агломераты. Этот процесс определяет устойчивость дисперсной фазы суспензий (эмульсий) сточных вод, для разделения которых используются различные модификации отстойников, гидроциклонов, флотаторов, центрифуг, фильтров и комплексные схемы с этими сооруженями.

Расчет и выбор сооружений для выделения взвешенных частиц загрязнений, как правило, производится по гидравлической крупности u₀, определяемой по кривым кинетики отстаивания Э = f(t). Эти зависимости (рис. 1) получаются опытным путем в лаборатории при отстаивании отобранных проб сточной воды в статических условиях.

Характер кривых отстаивания зависит от многих факторов: высоты слоя в лабораторных условиях, которая, как правило, отличается от высоты слоя в промышленном сооружении; концентрации и плотности взвешенной фазы; температуры и других параметров, не учитываемых в лабораторном эксперименте.

Для пересчета кривых Э =  f(t) для промышленных сооружений исследователями [1–4] рекомендуется использовать коэффициенты и степенные показатели. Следует отметить, что величины предлагаемых коэффициентов пересчета зависят от природы загрязнений и поэтому могут меняться, что отражается на точности расчетов. Вместе с тем анализ [5] показывает, что процессы разделения взвесей в сооружениях, в том числе и в фильтрах, подобны и различаются движущей силой процесса и условиями его проведения. Это позволяет сделать вывод о возможности создания единой методики расчета очистных сооружений, что позволит производить выбор рациональной схемы очистки и оптимизировать системы водного хозяйства промышленных предприятий.

Для исследования процесса отстаивания были использованы искусственно приготовленные суспензии с взвешенной фазой шламов нескольких промышленных предприятий: оптико-механических, литейных, металлургических, машиностроительных, асбестоцементных заводов, заводов железобетонных изделий и обогатительных фабрик, а также различных глин [6]. По разработанным методикам определялись следующие показатели: d – эквивалентный диаметр частиц, м;  – объемный вес, кг/м³; m – пористость высушенной массы, %;  – электрокинетический потенциал, мВ; – плотность частиц, кг/м³; Э – эффективность отстаивания, %;
μ – вязкость, пуаз; C – концентрация твердой фазы, мг/л; S_уд – удельная поверхность твердой фазы, см²/г;  – фактор формы;  – смачиваемость.

Влияние и зависимость выбранных параметров друг от друга оценивались по кривым Э = f(t). Результаты исследований показали, что все перечисленные параметры взаимозависимы (рис. 2). Более того, имеются параметры, по которым с некоторой вероятностью можно определять порядок величины других показателей, что подтверждает гипотезу о возможности создания единой системы расчета очистных сооружений.

Дальнейшие исследования процесса отстаивания проводились в статических условиях при изменении высоты слоя от 50 до 2000 мм и концентрации взвешенной фазы 25–5000 мг/л. Анализ полученных результатов показывает, что при малых концентрациях (С Э = f(t) практически совпадают (рис. 1, кривая 1). Это позволяет сделать вывод, что определение истинного гранулометрического состава дисперсной системы следует проводить методом разбавления при малых концентрациях, а не больших, как это рекомендуется в некоторых применяемых методиках.

При повышении концентрации взвесей одного гранулометрического состава кривые Э = f(t) начинают расходиться, при этом кривые с большей концентрацией располагаются выше. Это свидетельствует об
увеличении содержания частиц крупных фракций за счет сокращения мелких, т. е. происходит агломерирование взвешенной фазы (рис. 3). Следует также отметить, что с увеличением концентрации взвесей возникает стесненное осаждение [5], но кривые кинетики располагаются одна над другой. При значительных концентрациях взвешенных веществ (более 5000 мг/л) для некоторых суспензий процесс стесненного осаждения переходит в процесс уплотнения взвешенной фазы. В этом случае кривые Э = f(t) располагаются ниже кривых, соответствующих меньшим концентрациям. Это свидетельствует о том, что при очистке сточных вод с высокой концентрацией взвешенных веществ целесообразно производить разбавление поступающей воды очищенной. В этом случае можно ожидать образование шлама меньшей влажности.

Исследования [7] процессов разделения суспензий сточных вод показывают, что агломерируемость взвешенной фазы загрязнений при различных условиях отстаивания можно характеризовать изменением ее удельной поверхности S_уд,определенной покривым Э =  f(t), выражаемой отношением S_уд⁵⁰, определенной при содержании взвесей 50 мг/л, к S^C_уд при исходной концентрации С₀ (рис. 4, 5). Отношение рекомендуется принять за коэффициент агломерации I:

I= S_уд⁵⁰/S^C_уд.                (1)

Этим коэффициентом можно оценивать устойчивость дисперсной системы загрязнений к разделению. На рис. 6 приведены экспериментально полученные кривые зависимости коэффициента I от исходной концентрации взвеси и высоты слоя отстаивания Н для нескольких видов сточных вод, отличающихся природой и дисперсным составом. Экспериментально установлена прямая зависимость функции I =  f(С, Н), что свидетельствует о возможности прогнозирования устойчивости дисперсной системы загрязнений к разделению и необходимости применения реагентов для изменения дисперсного состава взвешенной фазы. Было доказано, что интенсивность агломерации систем, частицы которых близки по крупности, невелика. Это соответствует значениям I ≤ 1,1.

Для сточных вод, содержащих механические загрязнения с различным по крупности составом с коэффициентом I ≥3, наблюдается их значительная агломерируемость.

На процесс разделения суспензий сточных вод большое влияние оказывает гидравлический режим потоков в сооружениях, формирующийся под влиянием скоростей основного потока, а также плотностных и конвекционных потоков, возникающих вследствие неравномерного распределения в объеме сооружения концентрации взвесей и температуры.

В работах [1; 3; 4] для учета турбулентного воздействия на осаждающиеся частицы в отстойниках рекомендуется вводить в расчетные формулы показатель  – взвешивающую составляющую со знаком «–». Как показали исследования, в сооружениях можно создать гидродинамический режим, при котором возникающее турбулентное перемешивание оказывает положительное действие на агломерируемость дисперсной системы, при этом процесс разделения ускоряется. Полученные результаты свидетельствуют о том, что при проектировании и расчете сооружений следует предусматривать возможность регулирования гидравлического режима, когда турбулентный режим постепенно переходил бы в ламинарный. Ранее к подобному выводу пришел T. R. Саmp  [8].

Гидродинамический режим в сооружениях рекомендуется оценивать числом Рейнольдса Re или коэффициентом турбулентной диффузии Ре, а также коэффициентом продольной диффузии D/vl. Коэффициенты турбулентной и продольной диффузии определяются по кривым отклика, получаемым при оценке гидравлической эффективности сооружения.

Re = vП/;                 (2)

Pe = 8/(1 + 8²) – 1;        (3)

D/vl = f(C_it_i),               (4)

где v – скорость потока; l – длина пути потока в сооружении; П – линейный характерный размер сооружения;  – кинематическая вязкость;  – коэффициент диффузии.

² = {( t_i²C_i/C_i)/t²_ср} – 1;    (5)

t_ср = t_iC_i/C_i,               (6)

где С_i – концентрация индикатора (красителя) на выходе из сооружения по истечении времени; t_ср – средняя продолжительность пребывания потока в сооружении.

На крупномасштабной модели отстойника (модуль тонкослойного блока в масштабе 1:1), были проведены лабораторные исследования влияния турбулентности на процесс разделения искусственно приготовленных суспензий с концентрациями взвесей 300–1000 мг/л.
Подаваемый расход изменялся от 0,2 до 1,85 м³/ч, что соответствовало удельным гидравлическим нагрузкам 0,25–2,3 м³/(м²·ч). Гидравлический режим оценивался по кривым отклика, получаемым при импульсном вводе красителя на входе в модель. Отбор проб выходящей воды производился на водосливе. В модели на некотором расстоянии от впуска воды и перед водосливом были установлены перфорированные перегородки, обеспечивающие ламинарный режим в ярусах. Коэффициент использования объема составлял 85–90%. Дисперсный состав контролировался по кривым кинетики отстаивания Э = f(t).

Установлено, что в первой зоне, между впуском потока и первой перфорированной перегородкой, где наблюдается турбулентное перемешивание, происходит агломерация и последующее выделение взвесей. При этом происходит захват мелких (менее 10 мк) частиц более крупными (d ≥ 30 мк). При изменении расхода воды в назначенном интервале число Re изменялось в пределах 2700–18900, Ре – от 91 до 24, а D/vl – от 0,131 до 0,202. Сравнение с полученными технологическими результатами процесса разделения показало, что показатели Re, Pe, D/vl не могут использоваться для технологического моделирования очистных сооружений, а лишь характеризуют гидродинамический режим в них.

При разработке единой методики расчета сооружений и аппаратов, применяемых для выделения взвешенной фазы загрязнений, должны учитываться: ее дисперсный состав, плотность, концентрация и поверхностные свойства, а также свойства жидкой фазы и показатель динамики потоков, в качестве которого может быть принят коэффициент продольной диффузииD/vl.

До настоящего времени недостаточно экспериментальных данных для разработки единой модели расчета, поэтому автор предлагает методику расчета отстойных сооружений, основанную на определении кривых кинетики отстаивания с учетом показателя устойчивости дисперсных систем загрязнений:

1. В лабораторных условиях в цилиндрах с высотой слоя взвешенных частиц h = 200 и 400 мм определяется кинетика Э = f(t) при известной концентрации твердой фазы С₀.

2. Проба разбавляется фильтратом той же воды (чтобы не изменить солевой состав) до концентраций: С₁ = С₀/2; С₂ =
= С₀/3 и С₃ = 50 мг/л.

3. Определяется кинетика отстаивания разбавленных проб в слое высотой h₁ = 200 мм и h₂ = 400 мм.

4. Имея четыре кривые кинетики при одной высоте слоя, расчетным путем определяется кинетика отстаивания при рабочей концентрации С_р, если ее величина выше, чем в отобранной пробе. Построение этих графиков Э = f(t) производится через графики С_t = f(C₀) для заданной продолжительности отстаивания (например t = 2, 5, 10, 30 мин) и последующей интерполяцией кривых с использованием статистической обработки.

5. По разработанной программе с аппроксимированием кривых Э = f(t) по методике Н. Я. Авдеева [9] рассчитывается дисперсный состав, а затем показатели дисперсности системы S_уд при всех концентрациях С₀, С₁, С₂ , С₃ = 50 мг/л и С_р при изменении h, и рассчитывается коэффициент агломерации I= S_уд⁵⁰/S^C_уд.

6. Строятся графики S_уд =  f(C) и I= f(C) для h₁ = 200 мм и h₂ =400 мм.

7. Строится график I= f(H) при концентрации C_р. Далее экспериментальные точки аппроксимируются зависимостью:

I = К₀ + К₁С₀Н + К₂С₀ + К₃Н, (7)

по которой определяется индекс I при расчетной концентрации С_р и высоте отстаивания Н в реальном сооружении.

8. Рассчитывается предполагаемая кривая Э = f(t) сточной воды в зоне отстаивания выбранного сооружения. Расчет производится по формуле:

С_t = C₀e^{–K1C0K2HK3IK4t}.           (8)

9. По полученной кривой для заданной эффективности определяется расчетная гидравлическая крупность u₀.

10. Дальнейший расчет производится по известным зависимостям.

В настоящее время разрабатывается компьютерная программа расчета, для которой предварительно необходимо получить экспериментальные данные по пунктам 1–3 предлагаемой методики.

 

 

Список литературы

1. Жуков А. И., Монгайт И. Л., Родзиллер И. Д. Канализация промышленных предприятий. - М.: Госстройиздат, 1962.
2. Вейцер Ю. И., Колобова З. А. Осаждение коагулирующих суспензий. - М.: ОНТИ АКХ, 1960. Т. 1.
3. Калицун В. И. Ласков Ю. М. Лабораторный практикум по канализации. - М.: Стройиздат, 1978.
4. СНиП 2.04.03-85. Канализация. Наружные сети и сооружения.
5. Минц Д. М. Теоретические основы технологии очистки воды. - М.: Стройиздат, 1964.
6. Пономарев В. Г., Веригина М. Н., Волков Л. А. Зависимость процесса осветления сточных вод от природы механических загрязнений. - М.: ВНИИ ВОДГЕО. 1987.
7. Пономарев В. Г. Очистка производственных сточных вод от грубодиспер-гированных примесей: Дисс. : д-р техн. наук. - М.: ВНИИ ВОДГЕО, 1993.
8. Camp T. R. Flocculation and flocculation basins Proceedings // American Society of civil engineers. 1953. V. 79. № 283.
9. Авдеев Н. Я. Расчет гранулометрических характеристик полидисперсных систем. - Ростовское книжное издательство, 1966.