COMPARAŢIE ÎNTRE MAI MULTE MODELE UNI-DIMENSIONALE DE DECANTOARE SECUNDARE

SUMAR

Decantoarele secundare (secondary settling tanks-SST) se dovedesc, cel mai des, a fi problema principală în cadrul proceselor de epurare cu nămol activ a apelor uzate. Prin urmare, când se utilizează simulările computerizate pentru proiectarea şi optima operare a staţiilor de epurare, trebuie selectat un model SST adecvat pe lângă cel ce descrie procesul cu nămol activ. În acest scop, în acest studiu au fost comparate şase modele SST folosindu-se Simularea Benchmark (Simulare pe un Stand Experimental de Referinţă) dezvoltată de grupul COST 682. Modelul Takács este descris în detaliu în Benchmark. În acest studiu se cercetează, de asemenea, combinarea modelului Takács cu funcţia de corecţie Härtel-Pöpel. Se efectuează în această lucrare şi simularea alături de analiza modelelor Otterpohl şi Dupont cu trei fracţii componente, cât şi modelul Hamilton ce adaugă un termen de difuzie descrierii procesului convectiv şi un model reactiv SST.

MODELE UNI-DIMENSIONALE DE DECANTOARE SECUNDARE

Modelele uni-dimensionale obişnuite se bazează pe teoria fluxului. Se consideră că în decantoare, pe orizontală profilele vitezelor sunt uniforme şi gradienţii concentraţiilor sunt neglijabili. În consecinţă, se modelează doar procesele ce au loc pe verticală. Decantorul cilindric idealizat ce rezultă este considerat ca un reactor cu flux continuu. În Figura 1 este prezentată schema fluxului. Prin intermediul deversoarelor de intrare, fluxul de influent încărcat cu suspensii este distribuit în mod omogen de-a lungul secţiunii transversale iar suspensiile sunt diluate prin proceul de convecţie cât şi alte procese de transport. Fluxul este divizat în flux descendent direcţionat către o ieşire inferioară şi într-un flux ascendent direcţionat către zona de ieşire a efluentului într-o zonă superioară. Atât lichidul cât şi solidele în suspensie intră în cilindru prin deversoarele de intrare şi sunt reţinute atât pe fundul decantorului cât şi la partea superioară.

Se ţine seama de următoarele consideraţii :

- Concentraţia de SS (Solide în Suspensie-Suspended Solids) este complet uniformă în plan orizontal în cadrul decantorului;

- Fundul separatorului de lichide-solide reprezintă frontiera fizică de separaţie iar fluxul de solide este zero pe fundul decantorului datorită sedimentării gravitaţionale;

- Nu există nici o reacţie biologică semnificativă care să afecteze concentraţia masei de solide din decantor.

Se iau de la prototipul decantorului valorile pentru arie, volum şi viteză a apei peste deversor q=Q / A cât şi timpul de retenţie hidraulică în vederea realizări modelării. În condiţii de curgere uniformă, bilanţurile de flux şi masă sunt:

QF=QE+QR

QF X F=QE X E+QR XR

2

Figura 1: Direcţii ale fluxului în cadrul abordării modelului SST uni-dimensional

În ecuaţiile de bilanţ Q şi X sunt debitul de lichis respectiv concentraţia de SS, iar indicii F, E şi R reprezintă : Influent (Feed), Efluent (Effluent) şi Recirculare (Recycle).

Transportul de solide are loc prin curgerea compactă a apei ce aderă la peretele lateral al decantorului, solidele din apă se decantează mai apoi. Fluxul total JT constă în fluxul compact (bulk-apă şi solide) JB=vX şi fluxul de sedimentare JS=v S Xşi astfel:

3

JT=vX+vS Xunde v reprezintă componenta verticală a vitezei lichidului compact şi νS viteza de sedimentare a nămolului iar X concentraţia nămolului. Forma diferenţială a ecuaţiei conservării ce descrie acest proces este:

−∂ X∂ t

=v∂ X∂ y

+∂ vS X

∂ y

unde t este timpul şi y coordonata verticală cu originea la suprafaţa domeniului. Cei doi termeni din membrul drept al egalităţii se referă la fluxul compact şi cel de sedimentare. Considerând că aria secţiunii transversale A este constantă pe orizontala fundului decantorului, viteza compactă (sau componenta orizontală a vitezei) v este dependentă doar de situarea secţiunii transversale obervate deasupra diagonalei sau sub diagonală.Teoria fluxului este transpusă în programe computerizate prin divizarea decantorului în mai multe straturi orizontale şi discretizarea ecuaţiei diferenţiale de conservare pe aceste straturi. În literatură au fost propuse mai multe funcţii empirice de viteza de sedimentare, majoritatea funcţiilor se bazează fie pe funcţia exponenţială (vS=k e−nX ¿ fie pe funcţia de putere (vS=k X−n ).

MODELUL TAKÁCS

Takács a sugerat o funcţie dublu-exponenţială de viteza de sedimentare, ce poate anticipa concentraţia de SS din efluent mai bine decât funcţia exponenţială a lui Vesilind :

vS ( X )=max {0 ,min {v0' , v0 (exp

rh ( X−Xmin )−expr p ( X−X min) )}}

unde v0 şi v0' sunt vitezele maxime de sedimentare: teoretică şi practică, rh şi r p sunt parametri de

sedimentare ai zonelor de admisie (zona de sedimentare încetinită) şi zonei de floculare. X min este concentraţia minimă de suspesii la care se poate ajunge în efluent şi este funcţie de concentraţia de SS a influentului :

X min=f ns X f

unde f ns este fracţia nesedimentabilă a lui X f . Includerea în ecuaţie a lui X f va influenţa direct comportamentul decantorului, în special zona de decantare. În timp ce Abusam şi Keesem au arătat că parametrii au doar un mic efect asupra SS sub diagonala decantorului, la o concentraţie mai mare de SS parametrul ce descrie sedimentarea în zona cu sedimentare încetinită va determina cât de compact este nămolul, concentraţia ce poate fi obţinută după decantare şi la ce concentraţie a SS decantorul nu-şi mai îndeplineşte funcţia.

Funcţia segmentează viteza de sedimentare în patru tipuri în vederea descrierii comportamentului diferitelor fracţii ale nămolului (fracţia nesedimentabilă, fracţia greu-sedimentabilă, fracţia uşor-sedimentabilă). Pentru X< Xmin viteza de sedimentare este zero din moment ce în acest caz concentraţia este sub minimul concentraţiei de SS ce poate fi atinsă în efluent. Când X min<X< X low fenomenul de sedimentare este caracterizat prin prezenţa particulelor greu

4

sedimentabile. Pentru valori scăzute ale concentraţiei de SS, Patry şi Takács au arătat că diametrul mediu al particulelor creşte pe măsură ce concentraţia de solide creşte în zona de sedimentare a decantorului. Creşterea diametrului particulelor determină o viteză de sedimentare crescută şi acest efect se observă în comportamentul vitezei de sedimentare în zona cu X min<X< X low . Când X low <X< Xhigh (de obiceide la 200 la2000 g/m3 ) se consideră că viteza de sedimentare este independentă de concentraţie în timp ce flocoanele ating dimensiunea maximă.În final, când concentraţia de SS creşte peste X t , în realizarea modelului se utilizează funcţia exponenţială de viteză obişnuită ce descrie efectele sedimentării îngreunate din zona anterioară obstacolului.

Modelul original propus de Takács et al. nu ţine seama în mod explicit de efectul dat de indicele de volum al nămoului (sludge volume index-SVI), totuşi, înglobarea SVI este posibilă prin modificarea parametrilor vitezei de sedimentare. De exemplu: rh poate fi estimat printr-o

corelaţie a SVI cu rh (rh=a+b SVI +c SVI 2unde a ,b , c sunt coeficienţii de corelareai SVI ) .

FUNCŢIA DE CORECŢIE HÄRTEL

Härtel şi Pöpel propun o corecţie a funcţiei de sedimentare pe lângă limitarea ca sedimentarea să se efectueze doar în zona inferioară a decantorului. Funcţia de corecţie se bazează pe considerente empirice şi este dependentă de SVI, de poziţia verticală (y), de poziţia deversorului de admisie (h0 ) şi de concentraţia de solide din influent ( X f ). Prin utilizarea funcţiei Ω fluxul de sedimentare se reduce uşor de la o înălţime puţin mai mică decât cea a deversorului de admisie apoi descreşte până ajunge la zero pe fundul decantorului. Inconsistenţa din zona de fund este remediată având o valoare ce tinde spre zero a fluxului de sedimentare în apropierea fundului. Astfel, ecuaţia fluxului de sedimentare poate fi rescrisă ca:

JS ,i=Ω ( y , SVI , h0 , X f ) min ( vs ,i X i , vs ,i+1 X i+1 )

MODELUL DUPONT-DAHL

Lichidul, în situaţia de faţă, este o suspensie cu flocoane în care particuelele mai mari se pot forma prin coalescenţa particuleor unite prin ciocnire. Aceste particule mai mari sporesc, de obicei, sedimentarea. Distribuţia de particule este bimodală cu particule iniţiale (micro-flocoane) cu diamtere între 0.5 şi 5 μm şi flocoane (macro-flocoane) cu diametre de la 10 la 5000 μm. Proprietăţile sedimentării particulelor depind atât de distribuţia particulelor iniţiale şi flocoanelor cât şi de uşurinţa cu care particulele iniţiale formează flocoanele.

5

Figura 2: Funcţia de corecţie Härtel-Pöpel pentru un deversor de admisie poziţionat la 2.2 m de fundul decantorului la diferiţi indici ai volumului de nămol

6

Fact

or d

e Co

recţ

ie, Ω

Înălţimea până la fundul decantorului [m]

Astfel, componenţii influentului sunt divizaţi în trei fracţii în conformitate cu modelul Dupont-Dahl: componenţii solubili, componenţi cu particule nesedimentabile (particulele iniţiale-primary particles) şi componenţii sedimentabili (macro-flocoane). Se consideră că particulele iniţiale şi componenţii solubili urmează traiectoria de curgere de peste diagonală fiind antrenate-n efluent. Transportul macro-flocoanelor în interiorul decantorului este modelat în conformitate cu teoria fluxului. Modelul ales pentru estimarea concentraţiei de particule iniţiale este cel ce descrie concentraţia de particule iniţiale din influent ca funcţie de debitul de efluent:

X PP=SS Init+K1(Qefl

A )K 2

Valorile parametrilor din lucrarea lui Dupont şi a lui Dahl sunt: 3 mg / l ,1.6 şi3 pentru SS Init , K1 şi respectiv K2 . Prin urmare, concentraţia macro-flocoanelor din influent este dată de:

X SS=X SS , I−X PP

S-au măsurat vitezele încetinită (hindered-zonă cu sedimentare încetinită) şi liberă ale macro-flocoanelor iar apoi s-a propus un nou model pentru viteza de sedimentare (îndepărtare). Modelul a fost validat prin observarea datelor rezultate din măsurătorile efectuate la Staţia De Epurare A Apelor Uzate (SEAU) Lynetten, Copenhaga, Danemarca.

Valoarea vitezei de sedimentare:

creşte când concentraţia creşte - în situaţia unui influent cu o concentraţie scăzută de SS (este caracteristică zonei libere de sedimentare, după obstacol, unde diametrul mediu creşte odată cu creşterea concentraţiei de SS);

scade când concentraţia creşte - în situaţia unui influent cu o concentraţie ridicată de SS (imediat după intrarea în decantor, în zona din faţa obstacolului).

Formularea matematică adecvată selectată de Dupont şi Dahl pentru descrierea vitezei de sedimentare este funcţia log-normală de concentraţia totală de particule ( X SS+X PP ) din suspensie. Se evidenţiază că acest calcul al vitezei de sedimentare depinde de concentraţia totală, în timp ce viteza de sedimentare se referă numai la macro-flocoanele ( X SS ) din suspensie.

Parametrii modelului sugerat sunt 8.9024 m /h , 630 m3/ gşi 1.065 pentru v 0 , n1 şi respectiv n2 .

7

vS=v0 exp(−0.5 ( ln( X SS+ XPP

n1)

n2)

2

)MODELUL LUI HAMILTON

Pentru a trata fenomenul de propagare a undei de şoc Hamilton şi alţi autori au propus o abordare hidrodinamic-conceptuală. S-a adăugat un termen de difuzie ecuaţiei de conservare, ea devenind:

−∂ X∂ t

=V∂ X∂ y

+∂ V S X

∂ y−D

∂2 X∂ y2

unde D este coeficientul de pseudo-difuzivitate. Datorită termenului de difuzie, gradientul frontului undei de şoc scade în timp ce propagarea şi procedura numerică devin stabile.

SIMULAREA PE STANDUL DE REFERINŢĂ (Simulation Benchmark)

Simularea pe standul de referinţă (Benchmark) s-a utilizat pentru compararea diferitelor tipuri de decantor secundar. Compania „COST 682 Working Group No.2” a dezvoltat un stand de referinţă pentru a estima prin simulare ce strategie ar trebui să adopte o SEAU care operează prin metoda nămolului activ. Acest stand de referinţă se constituie dintr-un amplasament experimental al unei SEAU, un model simulativ, un influent experimental şi este caracterizat de proceduri de testare şi criterii de evaluare. Pentru fiecare din elementele menţionate anterior s-a aplicat o soluţie de compromis în vederea înglobării în proiect atât a simplităţii cât şi a realismului şi standardelor impuse.

Configuraţia este relativ simplă: se combină nitrificarea cu pre-denitrificarea, care se utilizează cel mai des pentru îndepărtarea azotului. Staţia-pilot este compusă dintr-un reactor cu cinci compartimente cu o zonă anoxică (zonă în care există deficit de oxigen) şi un decantor secundar.

8

efluent

nămol în excesDecantor

Secundar

Figura 3 - Staţia de Referinţă Pilot

Primele două compartimente reprezintă zona anoxică, fiecare având un volum individual de 1000 m3 şi următoarele 3 compartimente constituie zona aerobă, fiecare compartiment are un volum individual de 1333 m3 . Coeficientul vitezei de transfer de masă al oxigenului ( K L a ) este fixat la 240 zi−1, în timp ce K L a în ultimul compartiment este 80 zi−1. Debitul intern de recirculare al nitraţilor este menţinut la 55338 m3/ zi. Decantorul secundar are formă conică cu o suprafaţă de 1500m2 şi o adâncime de 4 m. Debitul de recirculare al nămolului este de 18446 m3/ zi iar nămolul în exces este extras din decantor cu un debit de 385 m3/ zi.

Din moment ce calitatea influentului şi variaţiile de debit joacă un rol important în operarea SEAU, modificările parametrilor influentului se definesc pentru diferite condiţii meteorologice. În această lucrare s-au considerat atât datele obţinute în condiţii cu precipitaţii cât şi în condiţii fără precipitaţii. S-a ţinut seama de datele influentului pe timpul a 2 săptămâni cu o frecvenţă de prelevare a mostrelor de 15 minute. Parametrii pentru influentul din a doua săptămână sunt prezentaţi în Figura 4. Variaţiile diurne şi tendinţele săptămânale (vârfurile mai joase reprezintă datele de la sfârşitul de săptămână) sunt de asemenea reprezentate prin aceste date.

REZULTATELE SIMULĂRII

S-au efectuat simulări utilizându-se staţia pilot „Simulation Benchmark” substituindu-se însă decantorul secundar cu modelul studiat şi prezentat în această lucrare. Au fost examinate datele obţinute la simulările dinamice în condiţii cu precipitaţii cât şi fără. SST a fost împărţit în 10 straturi verticale. Au fost comparate 6 modele, modelul Takács; combinaţia între modelul Takács şi funcţia de corecţie Härtel-Pöpel; modelele cu trei fracţii Otherpol şi Dupont; modelul cu scurt-circuit a fost omis din modelul Dupont pentru o mai bună evaluare; modelul Hamilton şi un model reactiv.

Rezultatele în Regim Permanent (Curgere Uniformă)

Pentru început s-a considerat o curgere în regim permanent (uniformă) fără variaţii ale debitului de influent, s-a constatat că este nevoie de 100-200 de zile de simulare pentru a ajunge la regimul permanent.

Rezultatele au fost pozitive, cu o distribuţie uniformă a nămolului în zona de decantare (adâncime mare-zona de fund), acesta având concentraţii de350−360 g /m3- Takács, Dupont, modelul reactiv, după cum se observă în Figura 5. Celelalte trei modele: Härtel, Hamilton şi Otherpol dau o decantare omogenă-caracteristică a procesului.

9

10

Figura 4. Caracteristicile debitului de influent în diferite condiţii meteo

Figura 5. Distribuţia nămolului în SST în condiţiile regimului permanent

Rezultatele în Regim Dinamic

În această situaţie s-au luat în considerare variaţiile influentului - zilele cu ploaie şi fără ploaie.

În Figura 6 (a şi b) este reprezentată modificarea profilului concentraţiei nămolului în decursul a 7 zile de simulare. În Figura 6a este reprezentată schimbarea profilului în timpul perioadei fără precipitaţii iar în Figura 6b se consideră o perioadă de precipitaţii abundente, aceasta determină o creştere a concentraţiei de SS în zona de decantare a SST.

11

Adâncime (m)

Figura 6 a. Profilul concentraţiei de SS din nămol în condiţii fără precipitaţii

12

Figura 6 b. Profilul concentraţiei de SS din nămol în condiţii de precipitaţii abundente

Concluzii

Aplicarea modelelor uni-dimensionale cuplată cu modelarea proceselor cu nămol activ oferă o aproximare satisfăcătoare a bilanţului nămolului şi a transportului acestuia de la bazinul de aerare la SST unde este parţial depozitat în timpul încărcărilor în condiţii de precipitaţii abundente. Mai mult, utilizarea acestor modele nu necesită computere foarte performante - scade costul investiţional. Totuşi, în SEAU reale exită câteva fenomene, care nu pot fi apreciate prin modelele 1-D, cum ar fi: geometria SST (modul cum sunt montate deversoarele de admisie şi ieşire), fluxul (scurt-circuie între admisie şi ieşire; reintrarea în suspensie a păturii de nămol sedimentat) şi îndepărtarea nămolului (nămolul de la fundul decantorului este diluat). Cu toate acestea, modelele uni-dimensionale sunt folosite la scară largă şi sunt acceptate ca simulări computerizate pentru SEAU.

13

Bibliografie

[1.] Abusam A and Keesman KJ (2002) Sensitivity analysis of the secondary settling tankdouble-exponential function model. European Water Management Journal [online].Available from Internet: http://www.ewaonline.de/journal/2002_07.pdf[2.] Copp, J. B. (2002) The COST simulation benchmark: description and simulator manual(COST Action 624 & COST Action 682) Luxembourg: Office for Official Publicationsof the European Communities.[3.] Dupont R and Dahl C (1995) A one-dimensional model for a secondary settling tankincluding density current and short-circuiting. Wat Sci Tech, 31(2), 215–224.[4.] Grijspeerdt K, Vanrolleghem P and Verstraete W (1995) Selection of one-dimensionalsedimentation models for on-line use. Wat Sci Tech, 31(2), 193–204.[5.] Härtel L and Pöpel HJ (1992) A dynamic secondary clarifier model including processesof sludge thickening. Wat Sci Tech, 25(6): 267–284.[6.] Hamilton J, Jain R, Antoniou P, Svoronos SA, Koopman B and Lyberatos G (1992)Modeling and pilot-scale experimental verification for predenitrification process. JEnviron Eng, 118:38–55.[7.] Henze M, Grady CPL, Gujer W, Marais GR and Matsuo T (1987) Activated SludgeModel No. 1. IAWPRC Scientific and TechnicalReports No. 1. London, UK: IWAPublishing.[8.] Krebs P (1995) Success and shortcomings of clarifier modelling. Wat Sci Tech, 31(2):181–191.[9.] Otterpohl and Feund M (1992) Dynamic models for clarifiers of activated sludge plantswith dry and wet weather flows. Wat Sci Tech, 26(5-6), 1391–1400.[10.] Party GG and Takács I (1992) Settling of flocculents in secondary clarifiers. Wat Res,26(4): 473–479.[11.] Pflanz P. (1969) Performance of (activated sludge) secondary sedimentation basins.Pollution Research (Edited by Jenkins S. H.), pp. 569-581. Pergamon Press, London.[12.] Siegrist H, Krebs P, Buhler R, Purtschert I, Rock C, Rufer R (1995) Denitrification insecondary clarifiers. Wat Sci Tech 31(2): 309–318.[13.] Takács I, Patry GG and Nolasco D (1991) A dynamic model of the clarificationthickening process. Wat Res, 25(10): 1263–1271.[14.] Vesilind PA (1968) Design of prototype thickeners from batch settling tests. Wat SewWks, 115(7):302–307.[15.] Watts RW, Svoronos SA, and Koopman B (1996) One-dimensional modelling ofsecondary clarifiers using a concentration and feed velocity-dependent dispersioncoefficient. Wat Res, 30(9): 2112–2124.[16.] Watts RW, Svoronos SA, and Koopman B (1996) One-dimensional settler model with sludge blanket heights. J Env Eng, 122(12): 1094–1100.

[17.] Holenda B. , Pásztor I., Kárpáti Á. and Rédey Á. - Department of Environmental Engineering and Chemical Technology, Pannon University, Veszprém, Hungary, P. O. Box 158., H–8201, Email:holenda@almos.uni-pannon.hu - “Comparison of One-Dimensional Secondary Settling Tank Models”.

14