I.DOBÓR UKŁADU TECHNOLOGICZNEGO I UKŁADU URZĄDZEŃ

Woda powierzchniowa, która w tym przypadku będzie przeznaczona do zaopatrywania miasta, musi zostać dodatkowo poddana koagulacji. Przy doborze układu technologicznego należało kierować się głównie tym problemem.

Schemat układ urządzeń został przedstawiony na rys. 1.

1 - komora szybkiego mieszania,

2 - komora wolnego mieszania,

3 - osadnik o przepływie pionowym,

4 - filtru pospieszne płukane wodą,

5 - urządzenie do dezynfekcji.

Rys. 1. Schemat układu urządzeń.

Ze względu na wydajność wynoszącą Q = 10 000 m³ / d, dobrano labiryntową komorę szybkiego mieszania, komorę wolnego mieszania z wirowym ruchem wody i osadnik o przepływie pionowym. Natomiast w przypadku filtrów należało dobrać fitry jednowarstwowe, o czym zadecydowała utlenialność wynosząca 6,6 mg O₂ / l.

Przedstawiono także schemat układu technologicznego (rys. 2.).

1 - koagulacja;

2 - sedymentacja;

3 - filtracja;

4-dezynfekcja.

Rys. 2. Schemat układu technologicznego.

II.OBLICZENIA TECHNOLOGICZNE

II.1. DAWKI REAGENTÓW

a ) Dawka koagulantu:

Koagulantem jest siarczan glinu - Al₂ ( SO₄ )₃ 18 H₂O. Orientacyjna dawka koagulantu, obliczona na podstawie formuł empirycznych:

D = 7
,

D = (6 - 8 )
,

gdzie:

M- mętność,

B - barwa.

D = 7
= 41,41 g Al₂ ( SO₄ )₃ 18 H₂O / m³ ,

D = 7
= 56,44 g Al₂ ( SO₄ )₃ 18 H₂O / m³ .

Do dalszych obliczeń została przyjęta dawka koagulantu wynosząca

56,42 g Al₂ ( SO₄ )₃ 18 H₂O / m³.

b) Dawka wapna:

Wapno w procesie wapnowania może być dawkowane w dwóch miejscach układu technologicznego:

• Przed procesem koagulacji, jeśli woda oczyszczana metodą koagulacji ma wystarczającą zasadowość naturalną. Konieczność uzupełnienia zasadowości wody została sprawdzona wg wzoru:

zas.M < W*D + 0,7 (2.3)

gdzie:

zas.M - naturalna zasadowość wody, val / m³,

W - współczynnik określający jednostkowe zużycie zasodowości naturalnej wody w procesie hydrolizy koagulantu,

D - dawka koagulantu, g Al₂ ( SO₄ )₃ 18 H₂O / m³,

0,7 - zapas zasadowości naturalnej wody, warunkujący prawidłowy przebieg hydrolizy koagulantu, val / m³.

3,5 < 0.009 * 56,44 + 0,7

3,5 < 1,21 fałsz

Ponieważ powyższa nierówność nie jest spełniona, wapno należy dawkować w drugim z możliwych miejscu układu technologicznego.

• Po procesie koagulacji, gdzie następuje związanie dwutlenku węgla agresywnego, który powstaje najczęściej w procesie koagulacji. Wymagana ilość wapna zależy od rodzaju stosowanego koagulantu oraz jego dawki. Niezbędną ilość wapna potrzebną do związania dwutlenku węgla agresywnego obecnego w wodzie po koagulacji oblicza się metodą kolejnych przybliżeń.

Dawka koagulantu: D = 56,44 g Al₂ ( SO₄ )₃ 18 H₂O / m³.

Parametry wody surowej: pH = 7,6; zas.M = 3,5 val / m³ = 175 g CaCO₃ / m³.

Z nomogramu równowagi węglanowo-wapniowej dla tej wody wyznaczono zawartość dwutlenku węgla:

- wolnego = 8,2 g CO₂ / m³,

- przynależnego = 10,7 g CO₂ / m³,

- agresywnego - brak.

Parametry wody po koagulacji spowodowały obniżenie zas.M oraz zwiększenie zawartości dwutlenku węgla w wodzie. Korzystając z jednostkowych wskaźników zmiany zas.M oraz zawartości dwutlenku węgla:

- spadek zasadowości = 0,450 g CaCO₃ / m³,

- wzrost wolnego dwutlenku węgla = 0,40 g CO₂ / m³,

Zostało wyznaczone:

- obniżenie zas.M wody, które wynosi

Δ zas.M = 56,44 * 0,450 = 25,40 g CaCO₃ / m³,

- zwiększenie zawrtosciCO_2w

Δ CO₂ = 56,44 * 0,4 = 22,58 g CO_2w / m³.

Woda po koagulacji zawiera ilość wolnego CO_2w

CO_2w = 8,2+ 22,58 = 30,78 g CO_2w / m³.

Zasadowość natomiast wynosi

Zas.M = 175 - 25,40 = 149,60 g CaCO₃ / m³.

Dla nowej zasadowości M z nomogramu równowagi węglanowo-wapniowej wyznaczono zawartość dwutlenku węgla przynależnego, która wynosi

7,2 g CO_2p / m³; ilość dwutlenku węgla agresywnego obecnego w wodzie po koagulacji wynosi więc

CO_2a = 30,78 - 7,2 = 23,58 g CO_2a / m³.

Obecną w wodzie zawartość agresywnego dwutlenku węgla należy usunąć. Uzyskuje się to przez dodanie do wody wapna, który reaguje z agresywnym dwutlenkiem węgla, zgodnie z równaniem

2CO_2a + CaO + H₂O = Ca(HCO₃)₂.

Niezbędna do związania CO_2a ilość wapna została obliczona metodą kolejnych przybliżeń.

Przybliżenie 1

Założono, że zostało związane 20 g CO_2a / m³. Ilość wapna wyznaczamy z powyższej reakcji, z której wynika, że na1mol CaO przypadają 2 mole CO_2a czyli na

56 g CaO przypada 88 g CO_2a

x 20 g CO_2a

x = 12,72 g CaO / m³.

Po dodaniu wyznaczonej ilości wapna do wody nastąpi wzrost zasadowości M, który wynosi

Δ zas.M = (12,72 / 28) * 50 = 22,71 g CaCO₃ / m³.

Nowa zasadowość po dodaniu wapna wyniesie więc

zas.M΄ = 149,60 + 22,71 = 172,31 g CaCO₃ / m³.

Dla zas.M΄ z nomogramu równowagi węglanowo-wapniowej wyznaczono zawartość

CO΄_2p = 11 g Co_2p / m³.

Sprawdzenie zawartości agresywnego dwutlenku węgla po dodaniu wapna

CO΄_2a = CO_2w - CO_{2 związany} - CO΄_2p

CO΄_2a = 30,78 - 20 - 11

CO΄_2a = - 0,22 g CO_2a / m³.

Ponieważ związano za dużo CO_2a należy wykonać następne przybliżenie.

Przybliżenie 2

Założono, że zostało związane 19 g CO_2a / m³. Ilość wapna wyznaczamy z powyższej reakcji, z której wynika, że na1mol CaO przypadają 2 mole CO_2a czyli na

56 g CaO przypada 88 g CO_2a

x 19 g CO_2a

x = 12,09 g CaO / m³.

Po dodaniu wyznaczonej ilości wapna do wody nastąpi wzrost zasadowości M, który wynosi

Δ zas.M = (12,72 / 28)*50 = 21,59 g CaCO₃ / m³.

Nowa zasadowość po dodaniu wapna wyniesie więc

zas.M΄ = 149,60 + 21,59 = 171,19 g CaCO₃ / m³.

Dla zas.M΄ z nomogramu równowagi węglanowo-wapniowej wyznaczono zawartość

CO΄_2p = 10 g Co_2p / m³.

Sprawdzenie zawartości agresywnego dwutlenku węgla po dodaniu wapna

CO΄_2a = CO_2w - CO_{2 związany} - CO΄_2p

CO΄_2a = 30,78 - 19 - 10

CO΄_2a = 1,78 g CO_2a / m³.

Pozostała ilość dwutlenku węgla agresywnego = 1,78 g CO_2a / m³ jest < 2,0, dlatego związanie 19 g CO_2a / m³ usunie korozyjny charakter wody.

c ) Dawka chloru:

Ponieważ woda, która należy poddać oczyszczeniu, jest znacznie zanieczyszczona związkami oganicznymi chlor dodaje się w ilości

D_Cl2 = D_{Cl2 poz} + 0,79 utl.

Gdzie:

D_{Cl2 poz} - chlor pozostały w wodzie po czasie kontaktu 30 min ( 0,1÷0,3 g Cl₂ / m³),

g Cl₂ / m³,

utl. - chemiczne zapotrzebowanie na utlenialność, g O₂ / m³.

D_Cl2 = 0,2 + 0,79 * 3,3 = 2,807 g Cl₂ / m³

D_Cl2 = 2,807 g Cl₂ / m³.

II.2.ZAPAS I WYDATEK DOBOWY REAGENTÓW

Powierzchnię magazynowania oblicza się na podstawie dawki reagenta i czasu jego magazynowania.

Miarodajne do wyznaczenia wielkości magazynu jest maksymalne dobowe zużycie reagenta w postaci produktu technicznego

M_{d max} = Q_dmax *D_max*f

gdzie:

Q_dmax - maksymalna dobowa wydajność stacji uzdatniania wody, m³ / d,

D_max - maksymalna dawka reagenta w postaci czystej i ewentualnie bezwodnej, ustalona na podstawie badań technologicznych, kg / m³,

f - współczynnik przeliczeniowy masy reagenta w postaci chemicznie czystej i bezwodnej na masę produktu technicznego.

a ) dobowe zużycie koagulantu:

M_{d max} = 10 000 * 56,44 * 10^-3 * 1,1 = 620, 84 kg / d.

b ) dobowe zużycie wapna:

M_{d max} = 10 000 * 19 * 10^-3 * 1,1 = 209 kg / d.

c ) dobowe zużycie chloru:

M_{d max} = 10 000 * 2,807 * 10^-3 * 1,1 = 30,88 kg / d.

Wielkość zapasu Z wyznacza się jako iloczyn maksymalnego dobowego zużycia reagenta M_{d max} i wymaganego czasu składowania T_m (30 dni = 1,25 d)

Z = M_{d max}* T_m

a ) zapas koagulantu:

Z = 620,84 * 30 = 18625,20 kg.

b ) zapas wapna:

Z = 209 * 30 = 3300 kg.

c ) zapas chloru:

Z = 30,88 * 30 = 926,40 kg.

II.3. POWIERZCHNIA MAGAZYNÓW

Powierzchnię magazynów wyznacza się na podstawie wzoru

F = α*Z / (ρ_n*h_S),

gdzie:

F - powierzchnia magazynu, m²,

α - współczynnik zwiększający ze względu na transport wewnętrzny; 1,20;

Z - wymagany zapas reagenta, kg,

ρ_n - gęstość nasypowa reagenta, kg / m³,

h_S - dopuszczalna wysokość składowania, 3,5 m.

a) powierzchnia magazynu koagulantu:

F = 1,20 * 18625,20 / (1200 * 3,5) = 5,32 m².

b) powierzchnia magazynu wapna:

F = 1,20 * 3300 / (1000 * 3,5) = 1,13 m².

c) powierzchnię magazynu chloru:

n = Z / 45,

gdzie:

n - liczba butli,

Z - niezbędny zapas chloru na 30 dni, kg.

n = 926,40 / 45 = 20,59.

Powierzchnię magazynu dla chloru wyznacza się na podstawie wzoru

F = 0,5*n*2 + 20 % z (0,5*2*n),

F = 0,5 * 20,59 * 2 + 0,2 * (0,5 * 2 * 20,59) = 24,71 m² .

II.4. URZĄDZENIA DO ROZTWARZANIA I ROZRABIANIA REAGENTÓW

Objętości zbiorników zarobowych i roztworowych zostały obliczone na podstawie wzorów

• Zbiorniki zarobowe:

V₁ = (24*100*Q_g*a) / (1000*1000* b*n)

V₁ = (0,0024*Q_g*a) / ( b*n).

• Zbiorniki roztworowe:

V₂ = ( 0,0024*Q_g*a) / (b*n).

Gdzie:

V₁ - objętość zbiornika zarobowego, m³,

V₂ - objętość zbiornika roztworowego, m³,

Q_g - wydajność, m³ / h,

b - stężenie roztworu; 5 % dla zbiornikia zarobowego; 20% dla zbiornika roztworowego;

a - dawka chemikaliów, g / m³,

n - liczba zarobów wciągu dnia, 2.

a) zbiorniki do roztwarzania i rozrabiania dla kagulantu:

V₁ = (0,0024 * 416,67 * 56,44) / (20 * 2) = 1,41 m³,

V₂ = (0,0024 * 416,67 * 56,44) / (5 * 2) = 5,64 m³.

b) zbiorniki do roztwarzania i rozrabiania dla wapna:

V₁ = (0,0024 * 416,67 * 19) / (20 * 2) = 0,47 m³,

V₂ = (0,0024 * 416,67 * 19) / (5 * 2) = 1,9 m³.

c) dobór chloratorów i powierzchni chlorowni:

Chloratory zostały dobrane na podstawie dziennego wydatku godzinowego.

W_Cl = (D_Cl*Q_g) / 24,

gdzie:

W_Cl - wydatek chloru, g Cl / h,

D_Cl - dawka chloru, g Cl / m³,

Q_g - wydajność, m³ / d.

W_Cl = (2,807 * 10 000) / 24 = 1169,58 g Cl / h.

Na podstawie obliczonego wydatku chloru przyjęto typ chlorownicy C - 32 (C - 3).

III. OBLICZENIA URZĄDZEŃ

III.1. Komora szybkiego mieszania:

Zaprojektowano mieszcz hydrauliczny z przepustami i przegrodami. Powierzchnia każdego z przepustów obliczono

f_p = Q / v,

gdzie:

Q - wydajność, m³ / s,

v - prędkośc przepływu wody przez przepusty i otworki, 1,0 m / s.

f_p = 0,116 / 1,0 = 0,116 m²

Powierzchnia czynna przekroju koryta

F = f_p / 0,35

F = 0,116 / 0,35 = 0,331 m²

Przy wypełnienu H = 0,4 m obliczono szerokość koryta

B = F / H

B = 0,331 / 0,4 = 0,828 m.

Strata ciśnienia podczas przepływu przez przepusty wyniosła

h_s = v² / (μ² 2 g )

gdzie:

μ - współczynnik przepływu przez otwór przepustowy, ( 0,62 - 0,7)

h_s = 1² / (0,7² * 2 * 9,81) = 0,10 m H₂O.

Wysokość wypełnienia H_i mieszacza przed poszczególnymi przegrodami

• przed pierwszą przegrodą

H₁ = H +3*h_s

H₁ = 0,4 + 3 * 0,10 = 0,7 m,

• przed drugą przgrodą

H₂ = H + 2*h_s

H₂ = 0,4 + 2 * 0,10 = 0,6 m,

• przed trzecią przegrodą

H₃ = H + h_s

H₃ = 0,4 + 0,1 = 0,5 m.

Wysokość przepustów w każdej z przegród h_i

• w pierwszej przegrodzie

h₁ = H₂ - (0,1 - 0,15 m)

h₁ = 0,6 - 0,1 = 0,5 m,

• w drugiej przegrodzie

h₂ = H₃ - (0,1 - 0,15 m)

h₂ = 0,5 - 0,1 = 0,4 m,

• w trzeciej przegrodzie

h₃ = H - (0,1 - 0,15 m)

h₃ = 0,4 - 0,1 = 0,3 m.

Szerokośc przepustów w każdej z przegród b_i

• w pierwszej przegrodzie

b₁ = f_p / h₁

b₁ = 0,116 / 0,5 = 0,232 m,

• w drugiej przegrodzie

b₂ = f_p / (2*h₂)

b₂ = 0,116 / (2 * 0,4) = 0,145 m,

• w trzeciej przegrodzie

b₃ = f_p / h₃

b₃ = 0,116 / 0,3 = 0,367 m.

Odległośc między przegrodami wynosi

l = 2*B

l = 2 * 0,828 =1,656 m.

III.2. Komora wolnego mieszania:

Zaprojektowano mieszacz pionowy z wirowym ruchem wody ( stożkową komoręwolnego mieszania).

Przy założonym czasie przetrzymania 400 s objętośc komory mieszania wyniosła

V = Q / t,

Gdzie:

Q - wydajność, m³ / s,

T - czas przetrzymania, s.

V = 0,116 / 400 = 46,4 m³

Powierzchnia górnej cylindrycznej części mieszacz przy założonej prędkości przepływu wody przez komorę v_g = 0,2 m /s

f_g = Q / v_g

f_g = 0,116 / 0,2 = 0,58 m².

Średnica cylindrycznej częsci mieszacza

D = 4*f_g / π

D = 4 * 0,58 / π = 0,86 m.

Wysokośc stożkowej części mieszacza przy założonej wartości d = 0,25 m oraz α = 40°

h₁ = 0,5*( D - d)*ctg α / 2

h₁ = 0,5 * ( 0,86 - 0,25) * ctg 40° / 2 = 0,838 m.

Objętość dolnej części stożkowej obliczono na podstawie

V₁ = 1 / 3 π h₁* [( D /d )² + ( d*D / 4 ) + ( d / 2 )²]

V₁ = 1 / 3 π 0,838 * [(0,86 / 2 )² + (( 0,25 * 0,86) / 4 ) + ( 0,25 / 2 )²] = 0,223 m³

Wysokośc cylindrycznej części mieszacza

h₂ = ( V - V₁) / f_g

h₂ = ( 46,4 - 0,223) / 0,58 = 79,62 m.

Do odprowadzenia wody z mieszacza zaprojektowano koryto zbiorcze na obwodzie. Dla założonej prędkości przepływu 0,6 m / s przyjęto koryto o szerokości 0,4 m i wysokości

0,6 m.

Woda do koryta zbiorczego dopływa przez otwory umieszczone na obwodzie mieszacza. Powierzchnia otworów, przy prędkości przepływu przez otwory v = 0,1 m / s , wynosi

Σf_o = 0,139 m².Liczba otworów, przy założonej średnicy otworów d_o = 0,1 m, wynosi

n = 18. Odległość między otworkami wynosi L = 0,47 m.

III.3. Oosadnik o przepływie pionowym:

Powierzchnia osadnika wynosi

F_os = Q / (v_p*n),

gdzie:

Q - wydajność, m³ / s,

v_p - prędkość przepływu pionowego, (0,4 - 0,5 mm / s), m/s,

n - liczba jednostek,.

F_os = 0,116 / (0,5 * 10^-3 * 1) = 232 m²

Przyjęto 4 osadniki każdy o powierzchni 60 m².

Objętość osadnika

V = Q*T

gdzie:

Q - wydajność, m³ / h,

T - czas przepływu wody przez osadnik, (1,5 - 2,0h).

V = 416,67 * 1,5 = 625,01 m³

Wysokość osadnika

H = V / F_os

H = 625,01 / 240 = 2,60 m.

Średnica wewnętrzna osadnika

D = 4*F / π ,

D = 4 * 60 / π = 8,74 m,

Przy czym należy uwzględnić także

d f_r = 0,1*D

d f_r = 0,1 * 8,74 = 0,874 m,

a następnie dodaćdo średniucy wewnętrznej osadnika

D + d f_r = 8,74+ 0,874 = 9,61 m,

ponieważ komora wolnego miesznia została obliczona osobno.

Wymagana długośc krawędzi przelewowych wyniosła

L_p = Q / O_p,

gdzie:

O_p- obciążenie hydrauliczne przelewów, [3 -5 m³ / (h m)],

L_p = 416,67 / 5 = 83,33 m.

Objętośc leja osadowego

V_o = [Q*(C_o - C)*T_e] / (n*δ),

gdzie:

T_e - czas pomiędzy kolejnym usuwaniem osadu z osadnika, 8 h,

C_o,C - stążenie zawiesin w dopływie i odpływie z osadnika, g / m³,

n - liczba osadników,

δ - stężenie osadów w strefie osadowej, 30 000 g / m³.

C_o = C_z + K*D + 0,25*B + N,

gdzie:

C_z - stężenie zawiesin w wodzie surowej, 10 g / m³,

K - współczynnik dla siarczanu żelaza oczyszczonego; 0,55;

D - dawka koagulantu; 56,44 g / m³;

B - barwa wody; 65 g Pt / m³;

N - ilośc nierozpuszczalnych związków w reagencie dodawanym do wody w przeliczeniu na g / m³; 15% D_CaO).

C_o = 10 + 0,55 * 56,44 + 0,25 * 65 + 2,85 = 60,142 g / m³

V_o = [416,67 * (60,14 - 10) 8] / (4 * 30 000) = 1,39 m³.

III.4. Hala filtrów ciśnieniowych:

Parametry złoża filtracyjnego d₁₀ = 0,4 mm , WR = 1,50. Powierzchnia filtrów grawitacyjnych

F = Q_{d max} / (24 v_f* η₁*η₂*η₃),

gdzie:

Q_{d max} - maksymalna wymagana dobowa wydajność filtrów, m³ / d,

v_f - obliczeniowa prędkośc filtracji, 9 m / h,

η_1,η_2,η₃ - współczynniki wynikające z warunków eksploatacji filtrów, których wartość została przyjęta orientacyjnie: η₁ = 0,95; η₂ = 0,85; η₃ = 0,75.

F = 10 000 / (24 * 0,95 * 0,85 * 0,75) = 76,44 m²

Zostały przyjęte 4 filtry o wymiarach 4 m x 5 m tj. o powierzchni 20 m². Prędkośc filtyracji przy 1 wyłączonym z eksploatacji filtrze

v = 416,67 / (3 * 4 * 5) = 6,94 m / h.

Przyjęto wysokość złoża filtracyjnego H_zł = 1,0 m, wysokość warstwy podtrzymującej 0,3 m. Odległość koryt popłuczyn od warstwy podtrzymującej, przy założeniu 50% ekspansji złoża, wyznaczono

h = H_zł*(1 + eksp) + 0,05 m

h = 1 * (1 + 0,5) + 0.05 = 1,25 m.

Dla danego uziarnienia przyjęto płukanie filtru wodą.

Dla złoża o parametrach d₁₀ = 0,4 mm, WR = 1,50 oraz temperatury 283 K intensywność płukania wodą wynosi

q_pł = 6 dm³ / (m² s),

Q_x = 6 * 20 = 120 dm³ / s = 0,12 m³ / s

Przyjęto koryto popłyczyn, którego szerokośc wyniosła

2x = 2 * 0,49 Q_x^0,4

2x = 2 * 0,49 * 0,12^0,4 = 0,42 m^.

Dla przyjętej szerokości koryta popłuczyn 0,5 m i prędkości przepływu popłuczyn m / s obliczona głębokość koryta wynosi m.

Przyjęto kanał zbiorczy oszerokości 0,6 m. Odległość dna kanału od dna koryta wynosi

L = 1,73 √ q² / (g*B²) + 0,2;

gdzie:

q - natężenie przepływu popłuczyn w kanale, m³ / s,

B - szerokośc dna kanału; 0,6 m;

g - przyspieszenie ziemskie, 9,81 m / s.

L = 1,73 √ (0,12)² / ((9,81 * (0,6)²) + 2 = 0,31 m.

Przyjęto L = 0,4 m.

W filtrze zastosowano drenaż grzybkowy niskooporowy. Przyjęto liczbę grzybków

81 szt./1 m² płyty drenażowej, każdy z nich ma na obwodzie 24 prostokątne szczeliny o wymiarach 10 mm x 0,7 mm. Powierzchnia szczelin w jednym grzybku

f₁ = 24 * 0,01 * 0,0007 = 1,68 * 10^-4 m² .

Całkowita liczba grzynków w drenażu 1 filtru N = 20 * 81 = 1620 szt., stąd całkowita powierzchnia szczelin

f₁ = 1620 * 1,68 * 10 ^-4 = 0,272 m²

Co stanowi ok. 1,36% powierzchni filtra.

Obliczanie strat ciśnienia w drenażu niskooporowym:

Ilośc wody płuczącej

Q_pł = 6 * 10^-3 * 20 = 0,120 m³ / s.

Prędkość wypływu wody ze szczeliny

v₁ = 0,120 / 0,272 = 0,44 m / s.

Straty ciśnienia wynoszą

h = (1 / μ²)*(v² / 2*g ),

gdzie:

μ - współczynnik wydatku dla szczelin wynosi 0,65

g - przyspieszenie ziemskie; 9,81 m /s.

h = (1 / (0,65)²) * ((0,44)² /( 2 * 9,81)) = 0,023 m.

Rzeczywista prędkośc filtracji

V_rz = Q / (24*n*F₁),

gdzie:

n - liczba filtrów,4,

F₁ - powierzchnia pojedynczego filtra, m².

V_rz = 10 000 / (24 * 4 * 20) = 5,21m / h.

Prędkośc filtracji przy jednym wyłączonym filtrze

V = Q / (24*(n -1)*F₁),

V = 10 000 / (24 * 3 * 20) = 6,94 m / h.

IV. DOBÓR RUROCIĄGÓW

Średnice wszystkich rurociągów zostały dobrane na podstawie wydajności zakładu i zalecanej prędkości przepływu. Do określenia średnic rurociągów posłużono się wzorem

D = √ 4*Q /( v*π),

gdzie:

Q - wydajność, m³ / s,

v - prędkośc przepływu wody w rurociągach, m / s.

Doprowadzenie wody do ZOW

v = 0,9 m / s

D = √ 4*0,116 / (0,9*π) = 0,41 m.

Doprowadzenie wody do mieszacza szybkiego

v = 1,0 m / s

D = √ 4*0,116 / (1,0*π) = 0,39 m.

Doprowadzenie wody do miaszacza wolnego

v = 1,0 m / s

D = √ 4*0,116 / (1,0*π) = 0,39 m.

Doprowadzenie wody do osadnika

v = 0,4 m / s

D = √ 4*0,116 / (0,4*π) = 0,37 m.

Odprowadzenie wody z osadnika

v = 0,4 m / s

D = √ 4*0,116 /( 0,4*π) = 0,37 m.

Dopływ wody na filtry

v = 1,0 m / s

D = √ 4*0,116 / (1,0*π) = 0,39 m.

Odprowadzenie filtratu

v = 1,3 m / s

D = √ 4*0,116 / (1,3*π) = 0,34 m.

Doprowadzenie wody płuczącej

v = 2,3 m / s

D = √ 4*0,116 / (2,3*π) = 0,25 m.

Odprowadzenie popłuczyn w rurociągu

v = 2,3 m / s

D = √ 4*0,116 / (2,3*π) = 0,25 m.

Woda czysta w wsieci wodociągowej

v = 1,0 m / s

D = √ 4*0,116 / (1,0*π) = 0,39 m.

V. GOSPODARKA WODNO - ŚCIEKOWA

W zakładzie przyjęto 4 filtry o wymiarach 4 m x 5 m, intensywnośc ich płukania wynosi 6 dm³ / (m² s), czas płukania 15 min (900 s).

Założono płukanie fil™rów 1 raz na dobę. Ilość popłuczyn wyznaczona została na podstawie

V_pł = q*n_pł Σ F*t_pł,

gdzie:

V_pł - objętość popłuczyn, m³,

q - intensywność płukania, m³ / (m² s),

n_pł - liczba płukań w dobie,

Σ F - powierzchnia wszystkich filtrów, m²,

t_pł - czas płukania, s.

V_pł = 0,006 * 4 * 20 * 900 = 432 m³.

Ilośc osadów z 4 osadników wynosi 4 x 1,39 m³ co 10 h. Zatem dobowa ilość osadow przy ich 2 -3 - krotnym odprowadzaniu wynosi

Od 2 * 4 * 1,39 =11,1 m³ do 3 * 4 * 1,39 = 16,7 m³.

Objętośc odstojnika

V = V_pł + V_os,

V = 430 + 16,7 = 446,7 m³

Z uwagi na cykl pracy odstojników przyjęto dwa urządzenia , każdy o objętości wyznaczonej powyżej. Oba odstojniki mająwymiary: głębokoć - 2 m, szerokośc 9 m, długość - 25 m.

Ilośc osadów powstałych po zagęszczeniu popłuczyn wynosi

V_1,2 = V_pł * (100 - u_o) / (100 - u),

gdzie:

V₁ - ilośc osadów powstałych po zageszczeniu popłuczyn, m³

V₂ - ilośc zagęszczonych osadów z osadników, m³,

u_o, u - uwodnienie początkowe i końcowe, uwodnienie popłuczyn u_o = 99,9%, uwodnienie osadów z osadników u_o = 99,6%, u = 96%.

V₁ = 430 * (100 - 99,9) / (100 - 96,0) = 10,75 m³.

V₂ = 430 * (100 - 99,6) / (100 - 96,0) = 1,67 m³.

Objętość laguny na 1 rok wynosi

V₁ = (V₁ + V₂)*t*α,

gdzie:

α - współczynnik zmniejszający objętośc lagun ze względu na parowanie; 0,3.

V₁ = (10,75 + 1,67) * 365 * 0,3 = 1359,99 m³.

Głębokośc laguny przyjęto 2,5 m, dlatego powierzchnia laguny wynosi 544 m². Przyjęto lagunęo wymiarach 2,5 m x 20 m x 30 m.

VI. RYSUNKI

VI.1. Plan sytuacyjny

Plan sytuacyjny został przedstawiony na rys. 3.

VI.2 przekrój przez układ technologiczny

Przekrój przez układ technologiczny został przedstawiony na rys. 4.

11

1

2

3

4

5

4

3

2

1

---