Autoreferat pracy doktorskiej pt. · 2018-06-25 · przerzucana do zbiornika głównego (9) w celu...

U N I W E R S Y T E T Z I E L O N O G Ó R S K I

Wydział Budownictwa, Architektury

i Inżynierii Środowiska

Autoreferat pracy doktorskiej pt.:

Wpływ warunków hydraulicznych w reaktorach barbotażowych ze złożem

ruchomym na efektywność oczyszczania ścieków

wykonanej pod kierunkiem:

Promotor:

dr hab. inż. Małgorzata Makowska

Promotor pomocniczy:

dr inż. Radosław Matz

Recenzenci:

dr hab. inż. Krzysztof Chmielewski

Uniwersytet Rolniczy im. Hugona Kołłątaja w Krakowie, Wydział Inżynierii Środowiska i

Geodezji

dr hab. Agata Rosińska prof. PCz

Politechnika Częstochowska, Wydział Infrastruktury i Środowiska

mgr inż. Sebastian Kujawiak

Poznań, 2018

Wpływ warunków hydraulicznych w reaktorach barbotażowych ze złożem ruchomym na efektywność oczyszczania ścieków

2 mgr inż. Sebastian Kujawiak - autoreferat

Spis treści

1. Wstęp .......................................................................................................... 3

2. Cel i zakres badań ..................................................................................... 4

3. Metodyka badań ........................................................................................ 5

3.1 Część I – badania na instalacji laboratoryjnej ...................................... 5

3.2 Część II – badania na instalacji terenowej ............................................ 9

3.3 Analiza statystyczna wyników badań i opracowanie modelu

matematycznego .................................................................................... 13

4. Wyniki badań i ich dyskusja .................................................................. 14

5. Podsumowanie ......................................................................................... 25

6. Wnioski .................................................................................................... 30

7. Bibliografia .............................................................................................. 31



1. Wstęp

Reaktory barbotażowe, w których wykorzystywany jest przepływ cieczy i gazu zajmują

stałe miejsce w zastosowaniach przemysłowych i bioinżynierii. Prosta i niezawodna

konstrukcja reaktorów ułatwia ich modyfikowanie w celu dopasowania do wymagań danego

procesu. Z powodu szerokiego zastosowania przepływów dwufazowych w licznych aplikacjach

przemysłowych wiele dziedzin naukowych, w tym m. in. inżynieria środowiska i inżynieria

chemiczna, zajmuje się badaniem tego zjawiska. Jednym z zastosowań tego typu przepływów

są podnośniki powietrzne, które służą do transportu i podnoszenia cieczy na nieduże wysokości

Grzywacz (2012).

Wspólny przepływ wody i powietrza w rurociągach czy reaktorach, gdzie następuje

wzajemne mieszanie obu faz sprzyja napowietrzaniu cieczy. Wykorzystywane jest to między

innymi w procesie uzdatniania wody oraz w procesie oczyszczania ścieków oraz innych

rozwiązaniach z zakresu inżynierii środowiska. W biologicznym procesie oczyszczania

ścieków, dzięki dostarczeniu powietrza, zachodzi rozkład związków organicznych

i nitryfikacja Kalenik i Przybylski (2011). Dodatkowo natlenianiu ścieków towarzyszy ich

mieszanie, które odbywa się dzięki dostarczeniu do komory napowietrzania strumienia

sprężonego powietrza. W ostatnich latach popularne stało się zastosowanie złoża ruchomego

w procesie biologicznego oczyszczania ścieków i uzdatniania wody. Złoże to stanowi dobre

podłoże do rozwoju mikroorganizmów i zwiększa ilość biomasy w bioreaktorze, co

w rezultacie podnosi skuteczność oczyszczania ścieków; może mieć również wpływ na

efektywność natleniania cieczy i wykorzystanie tlenu oraz dłuższy czas kontaktu powietrza

z wodą Matsumura i in. (1997), Garrido – Ferrnandez i in. (2000), Zhou i in. (2005), Paul

i in. (2007), Jianchang i in. (2010), Borkar (2013).

Oczyszczanie i transport ścieków pochodzących z gospodarstw domowych i zakładów

przemysłowych to problem aktualny i wciąż do końca nie rozwiązany. Modernizacja

zbiorczych systemów kanalizacyjnych i zbiorczych małych oczyszczalni ścieków jest bardzo

kosztochłonna i stanowi duże obciążenie finansowe dla małych gmin. Małe ilości ścieków

w tradycyjnych systemach kanalizacji grawitacyjnej, bardzo często ulegają zagniwaniu, co

powoduje pogorszenie ich jakości. Zwiększa to koszty ich oczyszczania i niekorzystnie wpływa

na infrastrukturę kanalizacyjną. Ścieki oczyszczone w niewłaściwym stopniu stanowią bardzo

poważne zagrożenie dla jakości wód powierzchniowych jak i podziemnych oraz dla całej

zlewni.



Częstym problemem podczas transportu małych ilości ścieków w systemie kanalizacji

grawitacyjnej, jest uzyskanie w kanałach naprężeń stycznych umożliwiających transport

osadów. Projektowanie odpowiednich spadków kolektorów sanitarnych, w płaskim terenie,

prowadzi do zagłębiania kolektorów i nieracjonalnego wzrostu nakładów inwestycyjnych.

Klasycznym rozwiązaniem pozwalającym zmniejszyć głębokości ułożenia kanałów są

pompownie ścieków, które jednak zwiększają koszty eksploatacyjne, wydłużają czas

przebywania ścieków w systemie przez co zagniwają. Takie niekorzystne warunki wymuszają

niekonwencjonalne rozwiązania procesów oczyszczania małych ilości ścieków, które nie

powinny albo nie mogą być pomniejszoną kopią tych stosowanych w dużych oczyszczalniach

komunalnych. Rozwiązanie podnośnika powietrznego może być zastosowane do transportu

małych ilości ścieków, przy równoczesnym natlenieniu ścieków.

W ramach niniejszej pracy doktorskiej określono wpływ warunków hydraulicznych

i wypełnienia złożem ruchomym w reaktorach barbotażowych na hydrodynamikę, efektywność

procesu napowietrzania i usuwania zanieczyszczeń. Przeanalizowano procesy podnoszenia

i transportu, napowietrzania oraz oczyszczania małych ilości ścieków, pochodzących

z kanalizacji odciążonej i miejskiej, w prototypowym bioreaktorze biologicznym. Wykonano

opis matematyczny napowietrzania reaktora, optymalizację dwukryterialną w sensie Pareto

pracy reaktora, model przepływu mieszaniny dwufazowej w podnośniku oraz analizę

statystyczną wyników badań.

2. Cel i zakres badan

Cel naukowy

Celem naukowym pracy doktorskiej była analiza warunków hydraulicznych pracy

podnośników powietrznych i reaktorów barbotażowych, warunków tlenowych w reaktorze

barbotażowym bez wypełnienia i z wypełnieniem złożem ruchomym oraz ich wpływu na

efektywność usuwania zanieczyszczeń ze ścieków.

Sformułowano trzy hipotezy badawcze:

Hipoteza I

Zainstalowanie dodatkowego króćca w podnośniku wodno - powietrznym wpływa na

cyrkulację cieczy, zdolność natleniania i stężenie tlenu w reaktorze oraz wysokość podnoszenia

cieczy.

Hipoteza II

Wypełnienie reaktora kształtkami o powierzchni właściwej 350 m2/m3 wpłynie korzystnie na

czas zatrzymania tlenu w reaktorze, a zarazem poprawi zdolność natleniania

i efektywność natleniania cieczy w reaktorze barbotażowym.



Hipoteza III

Skuteczność napowietrzania i usuwania zanieczyszczeń ze ścieków zależy od warunków

hydraulicznych i tlenowych w reaktorze, wynikających z jego konstrukcji (położenie króćca

i wypełnienie złożem ruchomym).

Cel praktyczny (utylitarny)

Dla pracy doktorskiej oprócz celów i hipotez naukowych został również sformułowany cel

praktyczny którym było podczyszczenie ścieków poprzez redukcję zanieczyszczeń

organicznych i biogennych przy stężeniu tlenu rozpuszczonego min. 1 mg O2/dm3 dla

najkorzystniejszego wariantu konstrukcji reaktora.

3. Metodyka badań

Badania reaktora barbotażowego przeprowadzono w dwóch częściach: laboratoryjnej

i terenowej. Część pierwsza to badania hydrauliczne i technologiczne podnośnika

powietrznego, na modelu fizycznym w laboratorium. Część druga to badania technologiczne

reaktora wykonanego w skali półtechnicznej w terenowej stacji badawczej.

3.1 Część I – badania na instalacji laboratoryjnej

Opis stanowiska badawczego w skali labolatoryjnej

Badania hydrauliczne i technologiczne na modelu fizycznym zostały wykonane na

instalacji laboratoryjnej w Laboratorium Wodnym Katedry Inżynierii Wodnej i Sanitarnej

Uniwersytetu Przyrodniczego w Poznaniu. Na ryc.1. przedstawiono schemat ideowy

urządzenia do transportu i cyrkulacji cieczy.

Ryc.1. Schemat stanowiska pomiarowego: 1- dmuchawa powietrza, 2 – zawór regulacyjny,,

zainstalowanego 3 – zawór upustowy, 4 – rotametr, 5 – podziałka, 6 – dyfuzor, mieszacz

wodno - powietrzny, 7 – pompa wirowa, 8 – zbiornik recyrkulacji, 9 – zbiornik główny, 10 –

podnośnik z króćcem, 11 – sonda poziomu cieczy w zbiorniku



Podstawowym elementem modelu fizycznego był podnośnik powietrzny zainstalowany

w zbiorniku głównym (9). Zbiornik (9) miał kształt walca o średnicy 100 cm i wysokości 150

cm. W osi zbiornika został zainstalowany podnośnik powietrzny (10) z króćcem do cyrkulacji

i napowietrzania wody. Głównym elementem podnośnika był dyfuzor, czyli mieszacz wody

z powietrzem. Ze względu na „swobodny” napływ wody do podnośnika, wlot zainstalowany

został 22 cm od dna zbiornika. Podnośnik zasilany był przez dwie dmuchawy membranowe (1)

połączone szeregowo, wyposażone w zawór upustowy (3) i zawór do regulacji natężenia

powietrza doprowadzanego do instalacji (2). Ilość doprowadzanego powietrza była mierzona

za pomocą rotametru pływakowego (4) i ustalana na wymaganym poziomie za pomocą

zaworów (2 i 3). Poziom wody w zbiorniku mierzony był za pomocą analogowej łaty

pomiarowej oraz hydrostatycznej sondy poziomu cieczy połączonej z mikrokontrolerem.

W trakcie wykonywania pomiarów woda odpływała do zbiornika do recyrkulacji (8). Po

przeprowadzeniu każdej serii pomiarowej, woda ze zbiornika (8) za pomocą pompy (7) była

przerzucana do zbiornika głównego (9) w celu jego ponownego napełnienia.

Badania przeprowadzone na modelu laboratoryjnym zakładały następujące warianty pracy

modelu (ryc.2):

średnica Dp podnośnika zastosowanego do badań 50 i 75

mm,

położenie króćca do cyrkulacji i napowietrzania H od 34

cm do 144 cm (co 10 cm),

wydajność dmuchawy Qp 0,5-5 m3/h (skok co 0,5 m3/h),

głębokość zatopienia bełkotki Hs 50 - 150 cm (skok co

10 cm),

wypełnienie reaktora złożem ruchomym W wyniosło

0%, 20%, 40% jego objętości.

Ryc.2. Schemat reaktora barbotażowego



Przebieg badań laboratoryjnych

Ryc.3. Zakres badań laboratoryjnych (część I)

Badania hydrauliczne

W części pierwszej badań laboratoryjnych zaplanowano wykonanie doświadczeń, które

podzielono na trzy etapy, z czego etap 1 i 2 stanowiły badania hydrauliczne, a etap 3 badania

technologiczne . W 1 i 2 etapie badań wykonano dwie serie badawcze i jedną analizę wyników

(ryc.3):

Etap L1

Seria I - określenie wydajność podnośnika powietrznego w zależności od natężenia

doprowadzanego powietrza Qp i wysokości podnoszenia podnośnika Ht

Seria II - określenie wpływu położenia króćca do recyrkulacji i napowietrzania w reaktorze

barbotażowym na jego wydatek Qw i wysokość podnoszenia Ht

Analiza I - wybór najkorzystniejszego wariantu konstrukcji podnośnika powietrznego

metodą przeglądu zupełnego

Etap L2

Seria III - określenie wpływu wypełnienia reaktora barbotażowego złożem ruchomym na

hydraulikę pracy różnej konstrukcji podnośnika powietrznego

Część I


Etap L1

Seria I

Seria II

Analiza I

Etap L2

Seria III

Seria IV

Analiza II

Badania technologiczne

H= 34 cmW=0, 20,

40%

H= 84 cmW=0, 20,

40%

Parametry opisujące proces napowietrzania



Seria IV – określenie natężenia przepływu powietrza w instalacji reaktora, w zależności

od położenia króćca H i wypełnienia złożem ruchomym W

Analiza II – wyznaczenie parametrów mieszaniny dwufazowej: struktura, prędkości dla

wybranego wariantu konstrukcji


Badania technologiczne reaktora barbotażowego (Etap L3) przeprowadzono dla położenia

króćca napowietrzającego w wersji H34 i H84, z wykorzystaniem złoża ruchomego w ilości

0, 20 i 40% objętości rektora (ryc.3).

W ramach badań technologicznych wykonano eksperymenty które pozwoliły na:

a) określenie wpływu położenia króćca H do cyrkulacji i napowietrzania na warunki

tlenowe w reaktorze,

b) określenie wpływu wypełnienia reaktora złożem W na warunki tlenowe.

Zbiornik napełniano świeżą wodą wodociągową do ustalonego poziomu (dla wariantu

konstrukcji H34 było to 84 cm; dla wariantu H84 było to 124 cm). Woda została poddana 30

minutowej aeracji w celu odpędzenia z niej chloru. Wykonano pomiar zasolenia za pomocą

solomierza następnie odtleniono wodę siarczynem sodu (według instrukcji ASCE) Na2SO3,

dawką 100g/1000 dm3 dla świeżej wody wodociągowej wymieszano przenośną pompą wirową

zatopioną w zbiorniku (7). Pomiary stężenia tlenu wykonywano na głębokościach P co 20 cm

rozpoczynając od zwierciadła wody jako poziomu „0”. Sonda pomiarowa została zainstalowana

w osi reaktora. Wykonano pomiar stężenia tlenu rozpuszczonego w wodzie w 1 minutowych

interwałach czasowych, do chwili osiągnięcia ok. 90% stężenia saturacji przy aktualnej

temperaturze wody. Dla każdej głębokości wykonano trzy powtórzenia pomiarów

z zachowaniem powyższej metodyki. Wyniki pomiarów zostały uśrednione.

Obliczeń parametrów opisujących proces napowietrzania

Na podstawie wytycznych przedstawionych przez Suschkę i in. (1979), ASCE

Standard (1992), Dziubińskiego i Prywera (2009) obliczono parametry opisujące proces

napowietrzania:

zdolność natleniania OC, g O2/m3·h,

współczynnik wnikania tlenu SOTR 20 (Standard Oxygen Transfer Rate), g O2/h,

efektywność wykorzystania tlenu SOTE (Standard Oxygen Transfer Efficiency), %,

efektywność natleniania EN (ekonomia natleniania), kg O2/kWh.



3.2 Cześć II – badania na instalacji terenowej

Opis stanowiska badawczego w skali półtechnicznej

Ryc. 4. Schemat modelu terenowego. : 1– dyfuzor, mieszacz wodno - powietrzny - dmuchawa

powietrza, 2 – sonda poziomu cieczy w zbiorniku, 3 – króciec do cyrkulacji i napowietrzania,

4 – czujnik pomiaru temperatury, 5 – podnośnik z króćcem, 6 – sonda tlenowa LDO, 7 –

pokrywa reaktora, 8 – punkt poboru ścieków odpływających z reaktora, 9 – pokrywa osadnika

wtórnego, 10 – punkt poboru ścieków odpływających z osadnika wtórnego, 11-

odpowietrznik

Instalacja modelu terenowego była analogiczna do reaktora zainstalowanego

w laboratorium. Króciec (3) zamontowany był na dwóch wysokościach H = 34 i 84 cm. Ścieki

doprowadzane były do reaktora w systemie ciągłym z wydatkiem Qs = 0,7 dm3/min oraz

porcjowym (porcja raz na 1 godzinę), za pomocą pompy (ryc.4), dla H =34 cm, Qs = 24h

x 27 dm3 =660 dm3, H = 84 cm Qs = 24h x 40 dm3 = 974 dm3. Reaktor wyposażony był

w złoże ruchome, w ilości 20% jego objętości reaktora. Natężenie doprowadzanego powietrza

do reaktora było stałe i wyniosło Qp = 5,0 m3/h, system napowietrzania był stały lub

przemienny. Za pomocą sond pomiarowych (2, 4, 6) rejestrowano: stężenie tlenu, temperaturę

i poziom ścieków. Ścieki oczyszczone do analiz pobierano z miejsca oznaczonego nr (8) na

przewodzie wylotowym.



Na podstawie przeprowadzonych laboratoryjnych badań hydraulicznych

i technologicznych określono parametry pracy reaktora barbotażowego w warunkach

terenowych. Badania przeprowadzone na modelu terenowym zakładały następujące warianty

pracy modelu (ryc.5):

średnica podnośnika zastosowanego do badań Dp 50 mm

położenie króćca do cyrkulacji i napowietrzania H34 i H84,

wydajność dmuchawy Qp 5 m3/h,

głębokość zatopienia króćca Hd 50 i 40 cm,

wypełnienie reaktora złożem ruchomym W20% jego

objętości.

Ryc. 5. Schemat modelu pracy reaktora

w badaniach terenowych

Przebieg badań terenowych

Ryc.6. Zakres badań terenowych (część II)

Część II

Etap T1

Napowietrzanie ciągłe


Jakość ścieków

Napowietrzanie przemienne


Jakość ścieków

Etap T2

H= 34 cm


Jakość ścieków

H= 84 cm


Jakość ścieków



Badania terenowe zostały podzielone na dwa etapy pracy reaktora, etap T1 i T2. Określono

ściśle parametry konstrukcyjne reaktora barbotażowego dla każdego z etapów pracy. W obu

testowanych wariantach pracy reaktora barbotażowego T1 i T2, wypełnienie reaktora złożem

ruchomym zawsze wynosiło 20% jego objętości. Wartość ta zgodnie z danymi literaturowymi

jest minimalną graniczną wartością, stosowaną w przypadku wypełnień złożem reaktorów

złożem ruchomym.

Etap T1 badań terenowych

Reaktor barbotażowy pracował jako urządzenie do oczyszczania ścieków pochodzących

z indywidulanych gospodarstw, wstępnie podczyszczonych w osadniku gnilnym. W tym celu

wybudowano instalację terenową reaktora zlokalizowaną na stacji badawczej Katedry

Inżynierii Wodnej i Sanitarnej Uniwersytetu Przyrodniczego w Poznaniu w miejscowości

Tadeuszewo (gmina Środa Wlkp.) (ryc. 7). Reaktor był zbudowany analogicznie do instalacji

laboratoryjnej (ryc.1). Był zasilany ściekami z kanalizacji odciążonej (wstępnie

oczyszczonymi w osadnikach gnilnych), do której podłączonych jest 8 gospodarstw na terenie

wsi. Ścieki czerpane były z komory osadnika oczyszczalni typu TURBOJET EP-50, przez

specjalny pionowy filtr, umożliwiający separację zawiesin.

Ryc. 7. Stacja doświadczalna w Tadeuszewie

Parametry konstrukcyjne reaktora barbotażowego odpowiadały instalacji testowanej

w laboratorium. W etapie T1: średnica podnośnika Dp = 50 mm, położenie króćca do cyrkulacji

i napowietrzania H = 84 cm, natężenie doprowadzanego powietrza Qp = 5,0 m3/h,

napowietrzanie odbywało się w sposób ciągły i przemienny (30/30 min); ścieki dopływały do

reaktora w sposób ciągły z natężeniem równym Qs 1,0 m3/d. Hydrauliczny czas zatrzymania

ścieków w reaktorze wynosił 24 h. Ze względu na charakterystyczną nierównomierność

przepływu ścieków w lokalnej instalacji kanalizacji obciążonej, wykonano monitoring jakości



ścieków dla okresu doby. Próbki ścieków surowych i oczyszczonych pobierano w interwałach

2 h, wykonując próbę średnią dobową, dodatkowo oznaczono jakość ścieków dla 3 okresów

godz. 10, 17 i 22.

Etap T2 badań terenowych

Reaktor barbotażowy pracował na ściekach z kanalizacji miejskiej po oczyszczeniu

mechanicznym, jako urządzenie do podnoszenia, transportu i oczyszczania ścieków w sieci –

w tym celu wybudowano instalację terenową modelu zlokalizowaną na terenie Lewobrzeżnej

Oczyszczalni Ścieków w Poznaniu. Reaktor zbudowany analogicznie do instalacji terenowej

T1, był zasilany ściekami dopływającymi do miejskiej oczyszczalni. Reaktor zainstalowany

został w hali krat, ścieki czerpane były z separatora piasku przez specjalny filtr i odstojnik,

umożliwiający separację piasku i zawiesin.

Parametry konstrukcyjne reaktora barbotażowego testowanego w etapie T2 odpowiadały

instalacji testowanej w pierwszym etapie T1.

Pomiary i oznaczenia w badaniach terenowych

W obu etapach badań terenowych wykonano serię pomiarów:

temperatury – pomiar temperatury zewnętrznej, ścieków doprowadzanych do reaktora

i w reaktorze, st. C,

poziomu ścieków – ciągły pomiar poziomu ścieków w reaktorze, cm,

pH – wartość pH w ściekach doprowadzanych i w reaktorze,

Redox – wartość potencjału Redox w ściekach doprowadzanych i w reaktorze, mV,

DO – wartość stężenia tlenu rozpuszczonego w reaktorze, mgO2/dm3; w systemie

ciągłego napowietrzania ścieków w reaktorze, pomiary wykonano zgodnie z ryc.8,

w dwunastu miejscach pomiarowych, na różnych głębokościach P; w czasie pracy

reaktora ze zmiennym napowietrzaniem, w zaplanowanym cyklu faz 30/30 min

niemożliwe było przeprowadzenie pomiarów w dwunastu miejscach stężeń tlenu.

Sonda tlenowa została zainstalowana w osi reaktora, na różnych głębokościach P,

jakość ścieków – dopływające i oczyszczone. Oznaczano zawartość związków

organicznych jako BZT5 i ChZT, zawartość związków azotu jako azot amonowy (N-

NH4), azot azotynowy (N-NO2) i azot azotanowy (N-NO3) oraz zawartość związków

fosforu jako fosforany (P-PO4). Dla tych celów wykorzystano spektrofotometr i testy

kuwetowe oraz system pomiarowy BZT5 OXI-TOP. Zawiesinę ogólną (ZO)



i organiczną oznaczono metodą wagową bezpośrednią przy pomocy suszarki i pieca

muflowego (odpowiednio w temperaturze 105 i 550 st. C.

Ryc. 8. Miejsca pomiaru stężenia tlenu w reaktorze barbotażowym

Do oceny kondycji osadu w reaktorze wykonano 30 minutową próbę sedymentacyjną

w cylindrze o objętości 1 dm3 i obliczono indeks osadu Mohlmana. Indeks osadu wyznaczono

z wzoru (Pawlak i Błażejewski 2010).

3.3 Analiza statystyczna wyników badań i opracowanie modelu matematycznego

Optymalizacja wielokryterialna

Dla wyników badań hydraulicznych i technologicznych reaktora z króćcem na

wysokości H34 i H84 wykonano optymalizację dwukryterialną. Pierwszym kryterium X1 był

stosunek Hd/Hs, drugim X2 – stopień wypełnienia reaktora kształtkami złoża ruchomego. Układ

może być zoptymalizowany absolutnie lub być optymalny w sensie Pareto, jeżeli poprawa

jednego z kryteriów np. X1, prowadzi do pogorszenia wartości drugiego kryterium, np. X2.

(Kusiak i in. 2009).

Opracowanie modelu matematycznego

Za pomocą programu CurveExpert przeprowadzono analizę danych i dopasowano

model matematyczny opisujący zdolność natleniania (dC/dt) w czasie oraz wartość stężenia

tlenu w reaktorze w zależności od czasu napowietrzania. Równania zostały ustalone dla 6

wariantów konstrukcji reaktora H i wypełnienia złożem W. Kryterium decydującym o wyborze

danego modelu była wartość współczynnika korelacji r. Model ma postać:

�� = ��(1 − �� ) (1)

gdzie: t - czas.



Analiza statystyczna wyników badań

Na podstawie opracowanych wyników badań zdolności natleniania OC i sprawności

usuwania zanieczyszczeń przeprowadzono analizę statystyczną. Sprawdzono normalność

rozkładu danych testem Lillieforsa i Shapiro-Wilka na poziomie istotności α = 0,05.

Analizowane dane były zgodne z rozkładem normalnym. Do porównania istotności różnic

między wariantem konstrukcji H reaktora bez i z wypełnieniem złożem ruchomym W

wykorzystano jednoczynnikową analizę wariancji ANOVA.

4. Wyniki badań i ich dyskusja


Na podstawie przeprowadzonych badań hydraulicznych nad podnośnikiem powietrznym

o średnicach 50 i 75 mm stwierdzono, że wydajność podnośnika istotnie zależy od wysokości

podnoszenia oraz ilości natężenia doprowadzanego powietrza. Współczynnik determinacji,

w badanym zakresie zmiennych (Ht i Qp) wynosił od 0,62 do 1; maksymalne wartości

wydajności otrzymano dla małych wysokości podnoszenia i maksymalnych natężeń

doprowadzanego powietrza. Maksymalna wydajność podnośnika Qw dla średnic Dp 50 i 75

mm wynosiła odpowiednio 4,96 i 7,86 m3/h, przy minimalnej przyjętej wysokości podnoszenia

Ht = 6 cm i natężeniu doprowadzanego powietrza Qp = 4,0 m3/h. Dla stałych warunków

geometrycznych, po przekroczeniu wydajności doprowadzanego powietrza 4,0 m3/h krzywa

załamuje się i wydajność podnośnika spada (ryc.9). Wyniki te były zgodne z badaniami

Kalenika i Przybylskiego (2011) oraz Tighzerta i in. (2013).

Ryc. 9. Wydajność podnośnika powietrznego w zależności od ilości doprowadzanego

powietrza Qp , dla Dp = 50 mm

R² = 0,9746R² = 0,9659R² = 0,9952R² = 0,9919R² = 0,9605

R² = 0,6219R² = 0,8219

R² = 1

0,0

0,51,0

1,52,0

2,53,0

3,5

4,04,5

5,05,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

Qw

, m3/h

Qp , m3/h

Ht 6 cm

Ht 15 cm

Ht 25 cm

Ht 35 cm

Ht 45 cm

Ht 55 cm

Ht 65 cm

Ht 73 cm



Sprawność podnośnika powietrznego nie była proporcjonalna do ilości natężenia

doprowadzanego powietrza; maksymalna sprawność nie występuje również dla maksymalnego

wydatku podnośnika. Była ona zależna od struktury przepływu dwufazowego w podnośniku.

Dla przepływu korkowego i korkowo-pianowego była najbardziej optymalna.

W badaniach hydraulicznych podnośnika powietrznego z zainstalowanym króćcem do

cyrkulacji i napowietrzania wykazano, że wydajność podnośnika istotnie zależy od wysokości

podnoszenia, ilości doprowadzanego powietrza oraz wysokości położenia króćca do

napowietrzania króćca H (Qw = f (Ht, Qp, H). Największa wydajność podnośnika powietrznego

Qw była osiągana dla najniższej wysokości położenia króćca H (dla H34 wynosiła Qw = 4,5

m3/h), najniższa dla najwyższego położenia króćca (dla H124 wynosiła Qw =0,6 m3/h).

Zjawisko to było spowodowane pojawieniem się alternatywnych „odpływów” przez otwory

króćca do cyrkulacji i napowietrzania (ryc.10.).

Ryc. 10. Zależność wydatku podnośnika powietrznego Dp = 50 mm od wysokości

podnoszenia Ht dla różnych wariantów konstrukcji H, Qp= 4,65 m3/h

W wyniku analizy badań serii I i II, zdecydowano o wyborze najkorzystniejszego wariantu

konstrukcji podnośnika powietrznego metodą przeglądu zupełnego. Po analizie parametrów

przedstawionych na ryc. 11 do dalszych badań wybrano dwie konstrukcje:

wysokość położenia króćca H34 – najniższe możliwe położenie króćca, największą

wysokość podnoszenia Ht równą 60 cm, najmniejszej objętości roboczej Vr reaktora (ok.

700 dm3), głębokości zatopienia króćca (Hd = 57 cm);

wysokość położenia króćca H84, czyli środkowe położenie króćca na odcinku tłocznym

(Hs + Ht), objętość roboczą reaktora ok. 1000 dm3, przy wysokości podnoszenia Ht = 25

cm, i zatopieniu króćca Hd = 40 cm; na podstawie przeprowadzonych obserwacji

stwierdzono, że zapewniało ono dobre mieszanie cieczy w reaktorze.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

0 10 20 30 40 50 60

Qw

, m3/h

Ht, cm

H=34 cm

H=44 cm

H=54 cm

H=64 cm

H=74 cm

H=84 cm

H=94 cm

H=104 cm

H=114 cm

H=124 cm



Ryc. 11. Zależność wydatku podnośnika powietrznego Qw od położenia króćca H, dla

ilość doprowadzanego powietrza Qp = 4,65 m3/h

Występowanie zjawiska „alternatywnych odpływów” potwierdziły szczegółowe badania

w serii 3 (ryc. 12) oraz model przepływu mieszaniny w podnośniku (ryc. 14.). Współczynnik

determinacji wzrasta na skutek zastosowania złoża ruchomego

w reaktorze. Kolejność krzywych wydatku była zgodna ze wzrostem wartości natężenia

powietrza doprowadzanego do układu.

Ryc. 12. Wydajność podnośnika powietrznego w zależności od wysokości podnoszenia Ht,

dla różnych ilości doprowadzanego powietrza Qp, dla położenia króćca H84 i wypełnienia

złożem W0

R² = 0,58

R² = 0,61

R² = 0,87

R² = 0,91

R² = 0,82

R² = 0,84

R² = 0,52

R² = 1,00

0

1

2

3

4

5

6

0 5 10 15 20 25

Qw, m

3/h

Ht, cm

Qp 4,5 m3/h

Qp 4,0 m3/h

Qp 3,5 m3/h

Qp 3,0 m3/h

Qp 2,5 m3/h

Qp 2,0 m3/h

Qp 1,5 m3/h

Qp 1,2 m3/h



W serii 4 określono natężenia strumieni powietrza w instalacji podnośnika powietrznego

w reaktorze. Wartości dla tych samych wysokości położenia króćca H i różnego wypełnienia

złożem ruchomym nie różnią się istotnie, natomiast dla tego samego wypełnia złożem

ruchomym W, i dla różnego położenia króćca H różnice były znaczne. Dla H = 34 cm i W = 0,

20, 40% wielkość strumienia Qp2 odpowiedzialnego za cyrkulację i napowietrzanie

w reaktorze, wynosiła średnio 3,48 m3/h; co stanowiło 70% całkowitego wydatku powietrza Qp

doprowadzanego do reaktora. Wyniki dla wariantu H = 84 cm i W = 0, 20, 40% były znacznie

wyższe, Qp2 wyniosło średnio 4,68 m3/h; co stanowi 94% wielkości strumienia powietrza Qp

doprowadzanego do instalacji (ryc. 13).

Ryc. 13. Natężenie przepływu strumienia powietrza w reaktorze barbotażowym dla różnego

położenia króćca H i wypełnienia złożem ruchomym W

Zakres prędkości rzeczywistych cieczy w podnośniku powietrznym, na odcinku od króćca

do wylotu wynosiła: dla H = 34 cm od 0,2 m/s do 1,05 m/s; dla H = 84 cm od 0,36 m/s do 1,28

m/s. Prędkość rzeczywista cieczy vl malała wraz ze wzrostem wysokości podnoszenia Ht dla

wszystkich wariantów konstrukcji reaktora barbotażowego. Największy zakres prędkości był

osiągany dla położenia króćca H34, wpływ wypełnienia złożem ruchomym reaktora W na

prędkość rzeczywista cieczy vl był bardzo niewielki. Rzeczywista prędkość gazu była blisko

dwukrotnie większa od prędkości cieczy. Różnice udziału gazu i cieczy pomiędzy

konstrukcjami podnośnika z króćcem, a wariantem podstawowym Dp = 50 mm były

spowodowane odpływem cieczy z podnośnika, w wyniku jej cyrkulacji poprzez króciec, co

wpłynęło równierz na różnice predkości poślizgu.

1,47 1,56 1,54

0,33 0,32 0,32

3,53 3,44 3,46

4,67 4,68 4,68

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

H34 W0 H34 W20 H34 W40 H84 W0 H84 W20 H84 W40

Qp

1,Q

p2

,m

3/h

wariant

Qp2

Qp1



W końcowym etapie badań hydraulicznych wykonano model teoretyczny przepływu cieczy

w podnośniku dla trzech odcinków: A-D, D-B, D-C (ryc. 14), oparty o teorie przepływu wody

w trzech zbiornikach połączonych z sobą. Na podstawie teoretycznych rozważań ustalono, że

przepływy cieczy w podnośniku powietrznym z króćcem odbywają się z punktu od A do D

i od D do C. formie trzech równań (2, 3, 4, 5):

(2)

�� − (�� + ��) = �2�2

�2

�22

2� (3)

�� − �� = �3�3

�3

�32

2� (4)

�� (��) = �� (��) ∓ �� (��) (5)

Ryc. 14. Schemat do obliczeń przepływów mieszaniny wodno - powietrznej w podnośniku


Na podstawie przeprowadzonych badan technologicznych procesu napowietrzania

reaktorów stwierdzono wpływ wypełnienia złożem na warunki tlenowe w reaktorze

w zależność od czasu aeracji. Podnośnik z króćcem zainstalowanym na wysokości 84 cm

i wypełnieniem złożem ruchomym w 40% objętości reaktora gwarantuje największe stężenia

tlenu w czasie, w porównaniu do pozostałych wariantów (0 i 20%). Duża ilość złoża ruchomego

znacznie ograniczała jego cyrkulację w reaktorze, złoże unosiło się nieruchomo podobnie jak

złoże zawieszone. W wariancie konstrukcji H34 najlepsze wyniki w czasie uzyskiwane były

dla 20 % wypełnienia złożem ruchomym reaktora, dzięki cyrkulacji złoża w reaktorze. Wartości

stężenia tlenu dla 40 % wypełnienia i bez wypełnienia były do siebie podobne; krótszy czas

kontaktu powietrza i cieczy (przy W0), i brak złoża pogorszyły warunki tlenowe (ryc. 15).

�� − �� = ��

��

��

��



Ryc. 15. Średnie stężenie tlenu rozpuszczonego w cieczy dla całej objętości reaktora: H34 i

H84; W0, W20, W40

Wartości maksymalnej zdolności natleniania OC0 dla reaktora z zainstalowanym

króćcem do napowietrzania na wysokości H34 były bardzo zbliżone niezależnie od stopnia

wypełnienia złożem ruchomym W. Największa wartość OC0 (27,9 g O2/m3h) uzyskiwano

w reaktorze bez wypełnienia złożem ruchomym, gdy króciec był zainstalowany na wysokości

H = 84 cm. Dla wypełnienia złożem ruchomym w 20 i 40 % wartości OC0 były zbliżone do

siebie (tab. 1).

Tab. 1. Maksymalna zdolność natleniania reaktora barbotażowego w zależności od położenia

króćca H i wypełnienia złożem ruchomym W

OC0

g O2/m3h

H34 W0 H34 W20 H34 W40 H84 W0 H84 W20 H84 W40

16,57 17,67 17,97 27,93 20,51 21,88

Mimo znacznej różnicy wartości strumienia masy przepływu tlenu WO2, różnice między

wartościami SOTE dla konstrukcji H34 i 84 cm były małe, w konstrukcji H34 wartość

zatopienia króćca Hd była o 10 cm większa, dzięki czemu zwiększył się czas kontaktu

powietrza z wodą o ok. 20%, przy założeniu stałej prędkości przemieszczania się pęcherzyków

powietrza. Największą wartość SOTE i SOTR stwierdzono dla konstrukcji z zamontowanym

króćcem do cyrkulacji i napowietrzania H84. W porównaniu do najczęściej spotykanych

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Tle

n r

ozp

usz

czo

ny,

mg/

dm

3

Czas, min

H34 W0

H34 W20

H34 W40

H84 W0

H84 W20

H84 W40



w praktyce systemów napowietrzania sprężonym powietrzem (wgłębne, z zastosowaniem

dyfuzorów drobnopęcherzykowych), wartość SOTR i SOTE dla konstrukcji H84W0 było

dwukrotnie mniejsza (NOPON PIK300). Efektywność natleniania 0,3 kg02/kWh (H84W0) była

trzykrotnie mniejsza od spotykanych w literaturze wyników; Dziubiński i Prywer (2009)

podają EN ok. 1 kg02/kWh. Wartości te wynikają z małej powierzchni międzyfazowej

mieszaniny, w stosunku do dużej objętości reaktora oraz małego zatopienia króćca do

cyrkulacji i napowietrzania (w standardowych warunkach aeratory testuje się na głębokościach

4 m). Wyniki doświadczeń były bardzo zbliżone do tych, które otrzymał Loyless i Malone

(1998), u którego wartości parametrów opisujących proces napowietrzania dla podnośnika

powietrznego były znacznie mniejsze niż dla napowietrzania drobnopęcherzykowego

sprężonym powietrzem.

Badania terenowe

W etapie T1 badań terenowych reaktor pracował jako urządzenie do oczyszczania

ścieków pochodzących z gospodarstw indywidulanych. W systemie napowietrzania ciągłego

rozkład stężeń tlenu na tej samej głębokości w różnych miejscach był bardzo zbliżony; na

różnych głębokościach reaktora był zróżnicowany. Maksymalne wartości stężeń tlenu

uzyskiwano na poziomie zwierciadła ścieków (często ponad 6 mg/dm3 ), na poziomie dna ok.

1 mg/dm3. Średnie wartości stężenia tlenu w reaktorze w systemie napowietrzania ciągłego,

znacznie przekraczały wartości literaturowe niezbędne do redukcji związków azotu w procesie

nitryfikacji (tab.2).

Tab. 2. Stężenie tlenu rozpuszczonego w terenowym reaktorze barbotażowym w

zależności od głębokości pomiaru P

Głębokość pomiaru

P, cm

Minimum Maksimum Średnia

mg O2/dm3 mg O2/dm3 mg O2/dm3

0 3,5 9,4 6,2

20 1,7 8,8 5,8

40 2,2 7,7 5,7

60 3,1 7,4 5,6

80 1,9 7,3 5,5

100 1,3 7,2 5,0

120 1,1 5,9 2,9

Dla napowietrzania przemiennego (30/30 min) rozkład stężeń tlenu na różnych

głębokościach był analogiczny jak w systemie z ciągłym napowietrzaniem. O połowę krótszy

czas napowietrzania spowodował obniżenie wartości stężeń tlenu rozpuszczonego w reaktorze



dla głębokości pomiaru P100 i P120; wartości te były tam równe zeru. Wartość potencjału

redox podczas badań wzrastała, co świadczy o utlenianiu związków organicznych w reaktorze.

System napowietrzania przemiennego dla 5 z 7 głębokości pomiaru (od P0 do P80) stwarzał

dobre warunki tlenowe dla oczyszczania ścieków.

Ryc. 16. Stężenie tlenu rozpuszczonego w terenowym reaktorze barbotażowym, w czasie

napowietrzania. Napowietrzanie przemienne: niebieski – brak napowietrzania, czerwony –

napowietrzanie; głębokość pomiaru P = 0 cm; temperatura ścieków 16,2 st. C, 29.07.15 r.

Średnie wartości wskaźników zanieczyszczeń (ChZT, BZT5, PO4) w ściekach

surowych dla etapu T1, odpowiadały wartościom dla ścieków po osadniku gnilnym. Wartości

ChZT/BZT5 i BZT5/NH4 w ściekach dopływających do reaktora, były charakterystyczne dla

substratu łatwo rozkładalnego i dużego udziału bakterii nitryfikacyjnych w ogólnej biomasie

osadu czynnego. Obciążenie osadu ładunkiem BZT5 było charakterystyczne dla reaktora nisko

obciążonego poniżej 0,1 kg BZT5/ kg s.m.d. W krótkim okresie pracy reaktora, w systemie

napowietrzania ciągłego, wskaźniki zanieczyszczeń ChZT i BZT5 dla ścieków oczyszczonych

osiągały wartości umożliwiające ich bezpośrednie odprowadzenie do wód (Rozp. Min. Środ.

z dnia 18 listopada 2014 r, RLM<2000). Stopień redukcji ChZT i BZT5 w reaktorze był wyższy

dla systemu napowietrzania ciągłego, w porównaniu do przemiennego. Niski stosunek C/N

w ściekach opływających do reaktora wpłynął na sprawność usuwania związków azotu ze

ścieków. Wysokie stężenie azotu amonowego (średnio 137 mg/dm3) i pH 7,5-8,1 spowodowało

inhibicję substratową amoniakiem. Wysokie stężenie amoniaku N-NH3 od 1,3 do 4,5 g/m3

spowodowało całkowite spowolnienie nitryfikacji. Stopień redukcji związków fosforu

w okresie badań wynosił 31 %.

W etapie T2 badań terenowych reaktor pracował na ściekach z kanalizacji po

oczyszczeniu mechanicznym, tylko w systemie napowietrzania ciągłego, przy dwóch różnych

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,50

10

20

30

40

50

60

70

80

90

10

0

11

0

12

0

13

0

14

0

15

0

16

0

17

0

18

0

19

0

20

0

21

0

22

0

23

0

24

0

25

0

Re

do

x, m

V

Tle

n r

ozp

usz

czo

ny,

mg

O2/d

m3

Czas, min

Tlen Redox



wysokościach położenia króćca. Rozkład stężenia tlenu na różnych głębokościach reaktora był

mało zróżnicowany. W wariancie pracy reaktora H34, największe stężenia wynosiło 2,99

mg/dm3 dla P = 0 cm, stężenia tlenu w reaktorze zmniejszały się wraz z wzrostem głębokości

pomiaru. W połowie głębokości reaktora (P = 40 cm) i w głębszych strefach pomiaru (P= 80

cm), wartość ta była bliska zeru. Rezultat ten wykluczył badania reaktora ze zmiennym

napowietrzaniem 30/30 min. W wariancie pracy reaktora H84 stężenia tlenu rozpuszczonego

w ściekach były znacznie niższe od wyników dla wariantu H34. Największe stężenia tlenu (0,82

mg/dm3) uzyskano na poziomie zwierciadła ścieków P0; stężenia tlenu w reaktorze zmniejszały

się wraz ze wzrostem głębokości pomiaru, do osiągnięcia deficytu tlenowego, analogicznie do

wariantu H84. Rezultat ten wykluczył badania reaktora ze zmiennym napowietrzaniem 30/30

min. W badanym okresie pracy reaktora, średnie wartości wskaźników zanieczyszczeń ścieków

doprowadzanych (ChZT, BZT5, PO4, NH4) odpowiadały wartościom dla ścieków miejskich.

Relacja pomiędzy ChZT/BZT5 ścieków surowych w badanym okresie pracy reaktora zmieniała

się w zakresie od 2,1 do 3,5 średnio 2,9. Wartości te świadczą o zawartości w ściekach

dopływających do reaktora związków organicznych trudno rozkładalnych. Relacja pomiędzy

BZT5/NH4 wynosiła od 2,2 do 3.7, średnio 2,7 wartość ta mieści się w przedziale 0,5-3,0, który

jest charakterystyczny dla dużego udziału bakterii nitryfikacyjnych w ogólnej biomasie osadu

czynnego. Obciążenie osadu ładunkiem BZT5 było charakterystyczne dla reaktora nisko

obciążonego poniżej 0,1 kg BZT5/ kg s.m.d.. Stopień redukcji ChZT w czasie pracy reaktora

w etapie T2 wynosił: 33% dla położenia króćca H34 i 3% dla położenia króćca H84. Wartości

BZT5 były analogiczne: dla wariantu H34 średni stopień redukcji BZT5 wyniósł 50%; dla

położenia króćca H84 średni stopień redukcji 13%. Duże zużycie chwilowe tlenu w ściekach

i jego niskie stężenie spowodowały bardzo małą redukcję związków azotu.

W czasie badań terenowych duży wpływ na sprawność usuwania zanieczyszczeń prze

reaktor miał skład ścieków pod względem fizyko-chemicznym. Ścieki dopływające do reaktora

zamontowanego w Tadeuszewie (etap T1), dzięki sprawnej pracy osadników gnilnych i filtra

zamontowanego przed pompą dozująco ścieki do układu, zawierały małą ilość różnych

zawiesin, co pozwalało na zachowanie jednorodnych warunków hydraulicznych reaktora.

Natomiast podczas badań terenowych na Lewobrzeżnej Oczyszczalni Ścieków, mimo

specjalnego filtra koszowego i odstojników, ilość zawiesin i koloidów które dopływały do

reaktora bardzo pogarszała jego pracę. Dochodziło do licznych awarii układu: zatykania pomp

dozujących ścieki, tworzenia się kożucha na złożu ruchomym i sklejania elementów złoża oraz

zatykania wylotów króćca do cyrkulacji i napowietrzania ścieków, które w znaczący sposób

zmieniły warunki napowietrzania i hydrauliki pracy podnośnika powietrznego.



Optymalizacja dwukryterialna, model matematyczny napowietrzania reaktora i analiza

statystyczna uzyskanych wyników badań

Na podstawie wyników badań hydraulicznych i technologicznych (napowietrzania)

zapisano równania opisujące wpływ wysokości geometrycznych (X1) i wypełnienia złożem

ruchomym (X2) na warunki hydrauliczne (y1) i napowietrzania (y2). Ogólną postać równania

� = �(��) dla czterech współczynników kierunkowych a, b, c, d gdzie: a –wyrażenie

wolne, b – wpływ położenia króćca H, c – wpływ wypełnienia złożem ruchomym W, d –

interakcja, przedstawiono poniżej:

� = � + � ∙ �� + � ∙ �� + � ∙ �� ∙ �� (6)

gdzie:

X1 – stosunek głębokości zatopienia króćca Hd, do głębokości zatopienia podnośnika Hs

X1=Hd/Hs,-

X2 – stopień wypełnienia reaktora złożem ruchomym W, X2=W,-

Wyniki obliczeń y1 i y2 przedstawiono na wykresie (ryc. 17) pozwalającym ocenić

działanie reaktora barbotażowego w zależności od warunków hydraulicznych i tlenowych.

Ryc. 17. Optymalizacja dwukryterialna w zależności od wypełnienia reaktora złożem

ruchomym W przy położeniu króćców H = 34-84 cm

Na podstawie powyższego wykresu można stwierdzić, że najkorzystniejszy pod względem

optymalności w sensie Pareto jest reaktor barbotażowy z 30% wypełnieniem złożem

ruchomym.

0,40,45

0,50,55

0,60,65

0,70,75

0,80,85

0,90,95

11,05

1,11,15

1,21,25

0,45 0,47 0,49 0,51 0,53 0,55 0,57 0,59 0,61 0,63 0,65 0,67

y 1

y2

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

H84

W



Na podstawie wyników badań zdolności natleniania reaktora i wartości przyrostu stężeń

tlenu w czasie wykonano model matematyczny opisujący proces napowietrzania w reaktorze

barbotażowym, w zależności od położenia

króćca do cyrkulacji i napowietrzania H

oraz wypełnienia złożem ruchomym W.

Zastosowano model matematyczny

wzrostu Growth Model z równaniami

wykładniczymi exponential association

trzeciego i drugiego stopnia, dla

wariantów konstrukcji: H34W0;

H34W20; H34W40; H84W0; H84W20;

H84W40.

Ryc. 18. Przykładowy wykres: weryfikacja modelu matematycznego opisującego zdolność

natleniania w reaktorze barbotażowym. Konstrukcja H34W0

Aby potwierdzić wiarygodność uzyskanych zależności i wynikających z nich

wniosków, przeprowadzono analizę statystyczną wyników. W analizie wyników przyjęto

poziom istotności α = 0,05 i wyliczono współczynnik korelacji. W celu potwierdzenia wpływu

położenia króćca H i wypełnienia złożem ruchomym W na warunki napowietrzania

i sprawności usuwania zanieczyszczeń, wykonano test na istotność różnic średnich za pomocą

analizy wariancji w klasyfikacji prostej.

Z analizy wariancji wynika, że wysokość króćca H przy tym samym wypełnieniu

złożem ruchomym W miała istotny wpływ na zdolność natleniania OC. Dla króćca na

wysokości H = 34 cm i dla wszystkich analizowanych wypełnień złożem ruchomym W wartości

OC nie różnią się istotnie, dla króćca na wysokości H = 84 cm nie ma różnic pomiędzy

wypełnieniem reaktora złożem ruchomym W = 0 i 20%.

Wysokość położenia króćca H miała istotny wpływ na sprawność usuwania

zanieczyszczeń organicznych wyrażonych jako BZT5 i ChZT. W etapie T1 wyniki analiz

jakości ścieków oczyszczonych dla napowietrzania ciągłego i przemiennego różnią się istotnie.

Wpływ położenia króćca H i sposobu napowietrzania na sprawność usuwania azotu

amonowego był nieistotny.

5

10

15

20

25

30

3 9 15 21 27 33 39 45 51 57 63 69 75

OC

, g O

2/m

3h

t, min

wartość modelu

wartość pomiaru



5. Podsumowanie

Przedstawione wyniki badań są nowością w zakresie reaktorów barbotażowych. Autor

pracy postawił sobie za zadanie zmodyfikowanie podnośnika powietrznego i dostosowanie go

do warunków pracy, jako urządzenie (reaktor barbotażowy) do podczyszczania i transportu

ścieków: jako system oczyszczania dla jednego gospodarstwa domowego oraz jako system

pracujący w kanalizacji małośrednicowej.

Postawione przez autora zadanie badawcze wymagało przeprowadzenia szczegółowych

badań hydraulicznych podnośnika powietrznego o średnicach Dp = 50 i Dp = 75 mm. Badania

wykazały, że wydajność podnośnika istotnie zależy od wysokości podnoszenia oraz ilości

doprowadzanego powietrza Qw=.f(Ht i Qp). Wydatek podnośnika powietrznego osiągał

maksymalne wartości dla małych wysokości podnoszenia Ht i maksymalnego natężenia

doprowadzanego powietrza Qp: Qw = 4,96 m3/h dla Dp = 50 mm i 7,86 m3/h dla Dp = 75mm.

Dla stałych wysokości geometrycznych (Ht), po przekroczeniu wydajności doprowadzanego

powietrza Qp > 4,0 m3/h wydajność podnośnika spadała (ryc. 9). Wyniki te były zgodne

z badaniami Kalenika i Przybylski (2011) oraz Tighzerta i in. (2013).

W badaniach hydraulicznych podnośnika powietrznego z zainstalowanym króćcem do

cyrkulacji i napowietrzania, wykazano, że wydajność podnośnika zależy od wysokości

podnoszenia Ht, ilości natężenia doprowadzanego powietrza Qp oraz wysokości króćca H

(Qw= f(Ht, Qp, H). Największa wydajność podnośnika powietrznego Qw i wysokość

podnoszenia Ht była osiągana dla najniższej wysokości króćca H = 34 cm (Qw = 4,5 m3/h),

najniższa dla najwyższego położenia króćca H =124 cm (Qw= 0,6 m3/h). Zjawisko to jest

spowodowane pojawieniem się alternatywnych „odpływów” przez otwory króćca H do

cyrkulacji i napowietrzania. Zastosowanie złoża ruchomego w reaktorze, tamuje alternatywne

„odpływy”, wydatek podnośnika wzrastał wraz ze wzrostem wartości natężenia przepływu

powietrza doprowadzanego do układu (ryc. 10).

Natężenia przepływu powietrza Qp1 i Qp2 w instalacji podnośnika powietrznego znacznie

się różniły. Zjawisko to spowodowane było odległością króćca H od mieszacza podnośnika

i udziałem fazowym gazu αG w mieszaninie wodno - powietrznej. Wartości dla różnych

wypełnień złożem ruchomym W były zbliżone. Wyniki dla wariantu H84 i W0, 20, 40 były

znacznie wyższe, Qp2 wyniosło średnio 4,68 m3/h; stanowi to 94% strumienia powietrza Qp

doprowadzanego do konstrukcji reaktora (ryc. 13).

Zakres prędkości rzeczywistych cieczy w podnośniku powietrznym na odcinku od króćca

H do wylotu wynosi: dla H34 od 0,2 m/s do 1,05 m/s; dla H84 od 0,36 m/s do 1,28 m/s. Prędkość



rzeczywista cieczy vl maleje wraz ze wzrostem wysokości podnoszenia Ht. Prędkość

rzeczywista gazu w mieszaninie dwufazowej jest blisko dwa razy większa od prędkości cieczy.

Różnice współczynnika udziału gazu i cieczy pomiędzy różnymi konstrukcjami podnośnika

z króćcem, a standardowym podnośnikiem, przy stałych proporcjach mieszaniny wynikają

z odpływu cieczy z podnośnika poprzez króciec. Cyrkulacja cieczy poprzez króciec

w podnośniku zmniejsza poślizg mieszaniny dwufazowej.

Sformułowany teoretyczny model przepływu cieczy w podnośniku powietrznym z króćcem

pozwolił ustalić kierunki przepływu cieczy w zależności od warunków hydraulicznych. Analiza

różnych warunków wykazała, że dla różnych wysokości geometrycznych przepływ cieczy

w podnośniku powietrznym odbywa się zawsze z punktu od A do D i od D do C (ryc.14).

Szczegółowe pomiary stężenia tlenu na różnych głębokościach P w reaktorze pozwoliły

określić wpływ wypełnienia złożem ruchomym W na warunki tlenowe, w zależność od czasu

aeracji. Podnośnik z króćcem do cyrkulacji i napowietrzania, zainstalowanym na wysokości

H84 cm i wypełnienie złożem ruchomym w 40% objętości reaktora zapewnia długi czas

kontaktu i największe stężenie tlenu w czasie, w porównaniu do wypełnień W= 0 i 20%. Duża

objętość złoża ruchomego znacznie ogranicza jego cyrkulację w reaktorze, złoże unosi się

podobnie jak złoże zawieszone, dlatego przestrzenny rozkład stężeń tlenu był bardzo

zróżnicowany. W konstrukcji H = 34 cm najlepsze wyniki w czasie uzyskiwane są dla 20%

wypełnienia złożem ruchomym reaktora, dzięki cyrkulacji złoża w reaktorze. Efektywność

napowietrzania dla 0 i 40% wypełnienia złożem ruchomym były bardzo zbliżone; krótki czas

kontaktu i brak cyrkulacji złoża ruchomego pogorszyły warunki tlenowe.

Wartości parametrów opisujących proces napowietrzania były zależne do warunków

tlenowych w reaktorze. Maksymalna zdolność natleniania OC0 dla reaktora z króćcem na

wysokości H = 34 cm i wypełnienia złożem ruchomym W = 0, 20 i 40% była bardzo zbliżona.

Maksymalną wartość OC0 = 27,9 g O2/m3h uzyskiwano w reaktorze bez wypełnienia złożem

ruchomym (W0), gdy króciec był zainstalowany na wysokości H84; dla pozostałych wypełnień

złożem ruchomym w 20 i 40% wartości OC0 były do siebie zbliżone (tab. 1). Analiza OC

w początkowym czasie napowietrzania wskazała na lepsze warunki tlenowe w wariancie

H84W40. Różnice pomiędzy wartościami SOTR i SOTE dla konstrukcji reaktora z króćcem

H34, niezależnie od stopnia wypełnienia złożem ruchomym W, były niewielkie. W wariancie

konstrukcji H84 średnio o 35% więcej powietrza było wykorzystywane do napowietrzania.

Różnice między obliczonymi wartościami SOTE dla konstrukcji H = 34 i 84 cm były

niewielkie. W konstrukcji H = 34 cm wartość zatopienia króćca Hd jest o 10 cm większa,

zwiększył się czas kontaktu mieszaniny powietrza z wodą o ok. 20%. Maksymalną wartość



SOTR i SOTE uzyskano w reaktorze z króćcem do cyrkulacji i napowietrzania umieszczonym

w połowie wysokości reaktora (H = 84 cm) bez wypełnienia złożem ruchomym. Obliczona

efektywność natleniania 0,3 kg02/kWh dla konstrukcji H84 i W0 była trzykrotnie mniejsza od

wyników podawanych w literaturze (Dziubiński i Prywer 2009). Płytkie zatopienia króćca od

40 do 50 cm i mała powierzchnia międzyfazowa mieszaniny na wylocie z czterech części

króćca (napowietrzanie grubopęcherzykowe), w stosunku do dużej objętości reaktora nie

pozwalały osiągnąć dobrych warunków tlenowych, w porównaniu do spotykanych w praktyce

drobnopęcherzykowych systemów napowietrzania wgłębnego, o dużej powierzchni właściwej

i znacznie większym zatopieniu. Wyniki badań były bardzo zbliżone do tych, które otrzymał

Loyless i Malone (1998); wartości parametrów opisujących proces napowietrzania których dla

podnośnika powietrznego były znacznie mniejsze niż dla napowietrzania

drobnopęcherzykowego sprężonym powietrzem.

W czasie pracy reaktora podczas badań terenowych w etapie T1, w systemie napowietrzania

ciągłego, rozkład stężeń tlenu był zróżnicowany na różnych głębokościach; uzyskiwane

stężenia tlenu rozpuszczonego w ściekach były bardzo wysokie (dla P0 - 6 mg/dm3). Średnie

wartości stężenia tlenu w reaktorze, (od 4,14 do 6,0 mg/dm3 ) znacznie przekraczały wartości

literaturowe niezbędne do redukcji związków węgla i azotu w procesie nitryfikacji. Dla

napowietrzania przemiennego (30/30 min) rozkład stężeń tlenu na różnych głębokościach był

analogiczny. O połowę krótszy czas napowietrzania zmniejszył wartości stężenia tlenu

rozpuszczonego w reaktorze, dla głębokości pomiaru P100 i P120 cm wartości te były równe

zeru. Skład ścieków pod względem parametrów fizyko-chemicznych odpowiadał ściekom po

osadniku gnilnym. Obciążenie osadu ładunkiem BZT5 było charakterystyczne dla reaktora

nisko obciążonego poniżej 0,1 kg BZT5/ kg s.m.d. W krótkim okresie pracy reaktora,

w systemie napowietrzania ciągłego, wskaźniki zanieczyszczeń organicznych ChZT i BZT5

dla ścieków oczyszczonych spełniały wymagania Rozp. Min. Środ. z dnia 18 listopada 2014 r,

RLM<2000. Stopień redukcji ChZT i BZT5 w reaktorze był wyższy dla systemu

napowietrzania ciągłego, w porównaniu do napowietrzania przemiennego (tab. 3).

Tab. 3. Stopień redukcji wskaźników zanieczyszczeń w ściekach , etap T1, %

Okres pracy ChZT BZT5 PO4 NH4 Obciążenie,

g BZT5/g s.m.o

Średnia dla całego okres badań, %

49 68 31 12 0,04

Ciągle napowietrzanie, %

52 72 35 15 0,05

Napowietrzanie przemienne 30/30 min, %

41 51 18 2 0,01



Niski stosunek C/N w ściekach opływających do reaktora, wpłynął na sprawność usuwania

związków azotu ze ścieków; stężenie azotu amonowego (średnio 137 mg/dm3), wysokie pH

(7,5-8,1) oraz wysokie stężenie amoniaku N-NH3 (od 1,2 do 4,8 g/m3) spowodowało inhibicję

substratową amoniakiem i spowolnienie nitryfikacji.

W etapie T2 badań terenowych reaktor pracował w systemie napowietrzania ciągłego, przy

dwóch różnych wysokościach położenia króćca. Rozkład stężenia tlenu na różnych

głębokościach reaktora był mało zróżnicowany. Chwilowe zużycie tlenu było bardzo wysokie.

Na poziomie zwierciadła ścieków (P0) uzyskiwano maksymalne wartości stężenia tlenu

w reaktorze, na kolejnych głębokościach pomiarów występował spory deficyt tlenowy.

Obciążenie osadu ładunkiem BZT5 było charakterystyczne dla reaktora nisko obciążonego

poniżej 0,1 kg BZT5/ kg s.m.d. W badanym okresie pracy reaktora, średnie wartości

wskaźników zanieczyszczeń ścieków doprowadzanych (ChZT, BZT5, PO4, NH4) odpowiadały

wartościom typowym dla ścieków miejskich. Stopień redukcji ChZT w czasie pracy reaktora

w etapie T2 wynosił: 33% dla położenia króćca H34 i 3% dla położenia króćca H84; wartości

BZT5 były analogiczne: dla wariantu H34 średni stopień redukcji BZT5 wyniósł 50%, dla

położenia króćca H84 tylko 13%. Duże zużycie chwilowe tlenu w ściekach i jego niskie

stężenie w reaktorze spowodowały bardzo małą redukcję związków azotu (tab. 4).

Tab. 4. Stopień redukcji wskaźników zanieczyszczeń w ściekach , etap T2, %

Wariant położenia króćca H w reaktorze

ChZT BZT5 PO4 NH4 Obciążenie,

g BZT5/g s.m.o

Konstrukcja H34, %

33 50 nb 9 0,03

Konstrukcja H84, % 3 13 nb 2 0,01

W czasie badań terenowych duży wpływ na sprawność usuwania zanieczyszczeń przez

reaktor miał skład ścieków. Podczas badań terenowych etapu T2, mimo specjalnego filtra

koszowego i odstojników, duża ilość zawiesin i koloidów które dopływały do reaktora bardzo

pogarszały jego pracę. Dochodziło do licznych awarii układu: zatykania pomp dozujących

ścieki, sklejania kształtek złoża ruchomego i tworzenia się kożucha na złożu ruchomym oraz

zatykania wylotów króćca do cyrkulacji i napowietrzania ścieków, które w znaczący sposób

zmieniły warunki napowietrzania i hydrauliki pracy podnośnika powietrznego.



W pracy zostały potwierdzone sformułowane na początku hipotezy:

zainstalowanie dodatkowego króćca w podnośniku powietrznym wpływa na wysokość

podnoszenia cieczy, która zależy od ilości powietrza i wysokości położenia króćca Ht = f(Qp,

H). Dla natężenia doprowadzanego powietrza Qp = 4,6 m3/h (Dp 50 mm) maksymalna

wartość Ht = 73 cm, w podnośniku z króćcem: H = 34 cm Ht = 55 cm, dla

H = 84 cm Ht = 22 cm. Wartości zdolności natleniania i stężenie tlenu w reaktorze, dla tych

samych wypełnień złożem ruchomym W, różnią się od siebie (ryc. 15), wpływ tego czynnika

potwierdzono również testami statystycznymi. Dla konstrukcji

z króćcem zamontowanym na wysokości H = 84 cm (środkowe położenie króćca

w reaktorze) cyrkulacja cieczy i warunki napowietrzania są znacznie lepsze w porównaniu

do wariantu H = 34 cm. Analiza quasi statycznego modelu przepływu mieszaniny wodno –

powietrznej w podnośniku wykazała, że przez króciec zawsze następuje wypływ cieczy,

z czego wynika, że umieszczenie króćca na odcinku tłocznym podnośnika wpływa na

mieszanie zawartości reaktora (hipoteza I),

wypełnienie W reaktora kształtkami o znacznej powierzchni właściwej (350 m2/m3)

nieznacznie poprawiło warunki tlenowe dla konstrukcji H34. Wartości parametrów

technologicznych OC0, EN oraz pozostałych SOTR, SOTE nieznacznie wzrosły w stosunku

do reaktora bez złoża ruchomego. Analiza statystyczna wykazała brak istotnych różnic dla

wartości OC wariantu konstrukcji H34 i W 0, 20, 40%. Skuteczność reaktora barbotażowego

z króćcem na wysokości H = 84 cm bez złoża ruchomego była znacznie lepsza od

uzyskiwanych dla pozostałych konstrukcji z wypełnieniem złożem ruchomym (W = 20

i 40%); istotność różnicy potwierdziła analiza statystyczna. Optymalizacja dwukryterialna

w sensie Pareto potwierdziła wpływ złoża ruchomego na warunki hydrauliczne w reaktorze

i wykazała, że teoretyczne najkorzystniejsze jest wypełnienie zbiornika w 30% objętości

(hipoteza II),

skuteczność napowietrzania i usuwania zanieczyszczeń ze ścieków zależała od warunków

hydraulicznych i tlenowych w reaktorze, wynikających z położenia króćca i jakości ścieków

doprowadzanych. W etapie T1 badań dobre warunki tlenowe wpłynęły korzystnie na

sprawność usuwania zanieczyszczeń organicznych, w porównaniu do wyników badań

w etapie T2. Osiągnięta skuteczność oczyszczania ścieków zapewnia ich podczyszczanie do

poziomu który pozwala na rozsączanie w gruncie lub transport do oczyszczalni ścieków.

W szczególnie korzystnych warunkach system może zapewnić oczyszczanie ścieków

z kanalizacji małośrednicowej do poziomu pozwalającego na wprowadzenie do odbiornika

(hipoteza III).



Na podstawie przeprowadzonych badań napowietrzania zaproponowano równania opisujące

warunki tlenowe: zdolność natleniania OC i wartość stężenia tlenu w czasie, dla różnych

konstrukcji reaktora barbotażowego. Dodatkowo wykonano optymalizację wielokryterialną

metodą Pareto konfiguracji reaktora barbotażowego; wynik może stanowić narzędzie dzięki

któremu operator może lepiej dostosować konstrukcje reaktora do zamierzonego efektu pracy.

Badany reaktor barbotażowy może pracować jako system do podczyszczania małych ilości

ścieków oraz może służyć do transportu ścieków w sieci kanalizacji małośrednicowej.

Konstrukcja reaktora umożliwia podniesienie niwelety kolektora maksymalnie o 60 cm.

Przedstawiony w pracy reaktor został zgłoszony jako prototyp urządzenia do Urzędu

Patentowego RP pt. „Instalacja do transportu, napowietrzania i oczyszczania ścieków,

zwłaszcza bytowych” nr P.414127 w 2015 roku. Obecnie przechodzi ocenę merytoryczną.

W listopadzie 2017 roku Urząd Patentowy przyznał patent dla systemu pt. „Instalacja

(urządzenie) do rewitalizacji stawów hodowlanych, zwłaszcza z grupy akwakultur

słodkowodnych” nr P.412360. Urządzenie wykorzystuje w analogiczny sposób jak reaktor,

układ podnośnika powietrznego z króćcem do napowietrzania i bagrowania małych zbiorników

wodnych.

6. Wnioski

Na podstawie przeprowadzonych badań i analiz stwierdzono:

1. Zaproponowany w pracy doktorskiej system reaktora barbotażowego to urządzenie

nowatorskie, które w normalnych warunkach pracy podnośnika może być zastosowane

do podczyszczania i transportu niewielkich ilości ścieków w systemach kanalizacji

odciążonej. Dodatkowo zastosowany podnośnik z poziomym króćcem

napowietrzającym pozwala uniknąć zagniwania ścieków i podwyższyć niweletę

przewodu kanalizacyjnego.

2. Położenie króćca zainstalowanego na odcinku tłocznym podnośnika powietrznego,

w większym stopniu wpływa na wydajność układu Qw, warunki napowietrzania

i skuteczność usuwania zanieczyszczeń, niż wypełnienie reaktora złożem ruchomym W.

3. Niezależnie od położenia króćca nad dnem reaktora, w granicach 34 ≤ � ≤ 84 cm,

również przy jego minimalnym zatopieniu Hd = 40 cm, przez króciec zawsze następuje

wypływ mieszaniny ciecz - gaz.

4. Poprawa warunków napowietrzania cieczy w reaktorze barbotażowym odbywa się

kosztem zmniejszenia wysokości podnoszenia Ht i natężenia przepływu

transportowanej cieczy Qw.

5. Wypełnienie reaktora złożem ruchomym poprawia warunki tlenowe przy górnym

położeniu króćca (H = 84 cm) i może wpływać korzystnie na sprawność usuwania



zanieczyszczeń. Poprawę warunków natleniania umożliwia umieszczenie w reaktorze

złoża ruchomego.

6. Wysokie stężenie zawiesiny w oczyszczanych ściekach w badanym reaktorze wpływa

negatywnie na pracę urządzenia, warunki napowietrzania, i utrudnia przepływ

w podnośniku powietrznym.

7. Bibliografia

ASCE Standard (1992): Measurement of the Oxygen transfer in Clean Water. Second Edition, pp. 1-42.

Borkar R.P., Gulhane M.., Kotangale A.J (2013): Moving Bed Biofilm Reactor – A New Perspective in Wastewater Treatment. IOSR Journal Of Environmental Science. Toxicology And Food Technology, 6. p.15-21.

Dziubiński M., Prywer J. (2009): Mechanika płynów dwufazowych. Wydawnictwo Naukowo-Techniczne, Warszawa.

Garrido – Fernandez J.M., Mendez R., Lema J.M., Lazarva V. (2000): The circulating flotating bed reactor: effect of particle size distribution of the carrier on ammonia conversion. Water Sci. Technol. 41 4-5: 393-400.

Grzywacz R. (2012): Właściwości stacjonarne bioreaktorów barbotażowych typu airlift. Seria Inżynieria i Technologia Chemiczna, monografia 410, Politechnika Krakowska, Kraków: 7-22.

Jianchang Ye, Frank M. Kulick III, and Curtis. S. McDowell (2010): Biofilm Performance of High Surface Area Density Vertical-Flow Structured Sheet Media for IFAS and Fixed Bed Biofilm Reactor (FBBR) Applications. Proceedings of the Water Environment Federation 01/2010.

Kalenik M., Przybylski P. (2011): Eksperymentalne badania hydraulicznych warunków pracy powietrznego podnośnika. GWiTS nr 6, s. 219-223.

Kusiak J., Danielewska-Turecka A., Oprocha P. (2009): Optymalizacja. Wybrane metody I przykłady zastosowań. Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa.

Loyless C., Malone R.F (1998): Evaluation of air-lift pump capabilities for water delivery, aeration, and degasification for application to recirculating aquaculture systems. Aquacultural Engineering 18 p. 117–133.

Matsumura M., Yamamoto T., Wang P., Shinabe K., Yasuda K., (1997): Rapid nitrification with immobilized cell using macro-porous cellulose carrier. Water Res. 31, 5:1027-1034.

Tighzert H, Brahimi M, Kechroud N, Benabbas F (2013): Effect of submergence ratio on the liquid phase velocity, efficiency and void fraction in an air-lift pump. Journal of Petroleum Science and Engineering 110 (2013) 155–161.

Suschka J., Zieliński J., Grajcar Z. (1979): Urządzenia do natleniania ścieków. Wydawnictwo Arkady, Warszawa.

Pawlak M., Błażejewski R. (2010): Mathematical model of sedimentation and flotation in a

septic tank. Monografia: Environmental Engineering III pod red. L. Pawłowskiego i in., Taylor

Paul E., Wolff D.B., Ochoa J.C., Costa R.H.R. (2007): Recycled and virgin plastic carriers in hybrid reactors for wastewater treatment. Water Environ. Res. 79, 7: 765-774.

Zhou P., M.ASCE., He J., Qian Y (2005): Influence of hydrodynamics on the performance of a biofilm airlift suspension reactor. Journal of Environmental Engineering.

Autoreferat pracy doktorskiej pt. · 2018-06-25 · przerzucana do zbiornika głównego (9) w celu...

Documents

Transcript of Autoreferat pracy doktorskiej pt. · 2018-06-25 · przerzucana do zbiornika głównego (9) w celu...