Đồ án Thiết kế hệ thống cung cấp nước sạch

c nước tĩnh tính đến đáy cách thuỷ khi chưa bơm, m H = 95m m: Chiều dày tầng chứa nước có áp , m DS: Tổn thất mực nước qua ống lọc, m DS = 4 m DHb: Độ sâu đất bơm dưới mực nước động lấy DHb = 4 m Sgh = 95 – 0,5 – 4 – 4 = 86,5m Như vậy, độ hạ mực nước trong giếng so với mặt đất là S Ê 100- 86,5 = 13,5m 2a 2a R0 Hình III.4- Sơ đồ bố trí giếng khoan + Thiết kế 4 giếng bố trí trên 4 đỉnh một hình vuông. Như vậy lưu lượng của một trong 4 giếng có thể cung cấp là : (IV- 48) Trong đó: r : bán kính giếng, m R0: bán kính ảnh hưởng của nhóm giếng tính từ tâm đến rìa mặt ảnh hưởng, m a: Một nửa chiều dài cạnh của hình mà trên đó bố trí các giếng, m S: Độ hạ mực nước , m m3/ng Như vậy, lưu lượng này thừa đủ để đáp ứng cho công suất giếng thiết kế (3125m3/ng) II.1.2. Hệ thống đường ống thu nước thô Đường sóng thu nước từ các giếng khoan Mỗi giếng có 1 đường ống thu nước , sau đó được thu về 1 đường ống dẫn chính để dẫn về trạm xử lý. Giếng có lưu lượng thiết kế: 3125 m3/ng = 36,2 l/s Tra bảng II tính toán thuỷ lực của Sê-vê-lep, chọn được Đường kính dẫn trong ống: D = 200mm Vận tốc nước chảy trong ống: v = 1,05m/s Kiểm tra lưu lượng theo công thức Q = Q = Từ 4 giếng nước được gộp về 1 đường ống dẫn chính nên ta phải tính cho trường hợp 4 bơm cũng làm việc song song, khi đó lưu lượng ở 4 giếng cần nhân với một hệ số b = 1,05. Tức, lưu lượng mỗi giếng là: 1,05.36,2 = 38,1 l/s Tra bảng như trên ta chọn được : Đường ống dẫn chính: Tra bảng tương tự như trên đối với lưu lượng 12.500m3/ng = 144,8l/s ta chọn được : II.1.3. Bơm trong giếng khoan Sử dụng loại bơm chìm, 4 giếng mỗi giếng 1 bơm. Trạm bơm này cấp 1 này bơm nước lên trạm xử lý , cột áp toàn phần của máy bơm được xác định theo công thức H = Hđh + hdđ + hcb, m (IV –114) Trong đó: Hđh: chiều cao bơm nước địa hình bằng tổng chiều cao của mực nước cao nhất trên trạm xử lý (giàn mưa cao 10m) và được hạ mực nước thấp nhất trong giếng khoan khi bơm (độ hạ 13,5m) Hđh = 13,5 + 10 = 23,5 m Hdđ : Tổn thất áp lực dọc đường dọc đường trên đường ống dẫn nước thô tính từ giếng khoan về trạm xử lý Hdđ = i1.L1 + i2.L2 Với i1, L1: tổn thất theo đơn vị chiều dài và chiều dài đường ống từ giếng khoan đến ống dẫn chính L1 = 200m. i2, L2 : Tổn thất đơn vị theo chiều dài và chiều dài đường ống dẫn chỉnh tính từ điện góp nước các giếng về đến giàn mưa của trạm xử lý . L2 = 4000 m. Tra bảng tính toán thủy lực của Sêvê-lép 10001i1 = 10,2 ứng D = 200 mm V = 1,15 m/s 1000 i2 = 4,03 ứng D = 400 V = 1,11m/s Tính được : hđđ = (m) h đđ = 18,16 m hcb : tổn thất áp lực cục bộ do van, đột mở, đột thu, các đoạn ống cong, nối. hcb rất nhỏ so với Hđh và hđ đ nên ta có thể bỏ qua. Vậy cột áp toàn phần của máy bơm cần phải tạo ra là: H = 23,5 + 18,16 = 41,66 (m) Chọn loại bơm chìm K86 : áp lực 4,5 - 5at Lưu lượng ~ 40 l/s h = 0,85 - Công suất của máy bơm N = , Kw (V-89) Với : Q - lưu lượng bơm, l/s H - áp lực bơm, m h: Hiệu suất của máy bơm , h = 0,85 N = - Công suất của động cơ điện: Nđc = 1,3 N = 1,3 . 20 = 26 Kw II.2. Hệ thống xử lý nước III.2.1. Làm thoáng bằng giàn mưa 1. Mục đích nguyên lý Mục đích: Trong nước ngầm, sắt thường tồn tại ở dạng iod hóa trị 2, là thành phần của các muối hòa tan như bicacbona sunfat, clorua. Với hàm lượng sắt cao, nước có vị tanh, và tạo ra cặn bẩn màu vàng, ảnh hưởng đến chất lượng nước cấp cho sinh hoạt. Do vậy cần tiến hành khử bỏ để giảm hàm lượng sắt trong nước đến giới hạn cho phép trước khi sử dụng. Máy gan thường tồn tại song song với sắt ở dạng ion hóa trị 2 trong nước ngầm. Do vậy việc khử magan được tiến hành đồng thời với khử sắt. Trong quá trình này chỉ một phần mangan được tách ra, phần chủ yếu còn lại cho đến quá trình lọc. Nguyên lý: Nguyên lý của phương pháp này là ôxy hóa sắt II thành sắt III nhờ có ôxy hòa tan khi làm thoáng bằng giàn mưa, sau đó tách chúng ra khỏi nước dưới dạng hydroxýt sắt III. Trong nước ngầm, sắt II bicacbonnat là một mối không bền, nó dễ dàng thủy phân thành sắt II hydroxyt theo phản ứng. Fe (HCO3)2 + 2H2O đ Fe(OH)2 + 2H2CO3 Nhờ có ôxy trong không khí hòa tan vào nước qua giàn mưa nên sắt II hydroxyt sẽ bị ôxy hóa thành sắt III hydroxyt theo phản ứng. 4Fe (OH)2 + 2H2O + O2 đ 4Fe(OH)3¯ Kết hợp các phản ứng trên ta có được phản ứng chung của quá trình oxy hóa sắt như sau: 4Fe2+ + 8HCO3- + O2 + H2O đ 4Fe(OH)3¯ + 8H+ + 8HCO3- Sắt III hydroxyt trong nước kết tủa thành bông cặn màu vàng và có thể tách ra khỏi nước một cách dễ dàng nhờ quá trình lắng lọc. 2. Tính toán thiết kế Để đảm bảo sau khi ôxy hóa lượng sắt còn lại trong nước là 0,3 mg/l (bảng chỉ tiêu chất lượng nước cấp ) thì ôxy hóa khử phải thỏa mãn: EO2/H2O > 3 EFe3+/Fe2+ Tính thế ôxy hóa khử yêu cầu: /Fe2+ = 1,34 = 0,177 > pH Làm thoáng bằng giàn mưa trực tiếp thì lượng CO2 coi như không giảm. Sau làm thoáng , sắt bị thủy phân, cứ 1mg/l sắt II thủy phân sẽ tạo thành 1,6mg/l CO2 và giảm 0,036 mg đl/l độ kiềm. Ta có tương quan: C(CO2)T = C(CO2)0 + 1,6 Fe2+ , mg/l và Ki = Ki0 - 0,036 Fe2+ , mg đl/l Trong đó: C(CO2)0: hàm lượng CO2 tự do của nước ngầm trước khi làm thoáng, hàm lượng CO2 này xác định theo biểu đồ tương quan hàm lượng CO2, HCO-3 ở 250C với pH = 7,5 . (III.27) C(CO2)0 = . 427 = 32 mg/l Kio : độ kiềm ban đầu của nước nguồn, mg đl/l Ki0 : [HCO-3] = =6,475 mg đl/l Ki : độ kiềm của nước sau quá trình thủy phân sắt, mg đl/l Ki = 6,475 - 0,036 . 3 = 6,367 mg đl/l C(CO2)T = 32 + 1,6 . 3 = 36,8 mg/l Từ biểu đồ hình I.2, II - 10 tìm được độ pH của nước sau quá trình thủy phân sắt là 6,8. Tính được: EFe3+/Fe2+ = 1,34 = 0,177 . 6,8 = 0,14 V. Thế ôxy hóa khử sau làm thoáng: EO2 /H2O = 1,231 - 0,059 pH + 0,0145 lg [O2], (V) (III - 201) Lượng ôxy còn lại sau khi oxy hóa sắt tính theo công thức: CO2 = CO2ht - 0,143 . CFe2+ (III - 204) Với CO2ht = C0 + (Cs- C0) . 0,40 (1 + 0,046T).h (mg/l) (I - 184) CS, C0 : hàm lượng O2 bão hòa và hàm lượng ôxy có trong nước nguồn. Cs = 8j,4 , CO = 0 T: Nhiệt độ nước 0C h : chiều cao nước rơi, m CO2ht = 8,4´ 0,40(1+0,046T).0,8 = 5,68 mg/l Suy ra: CO2 = 5,68 - 0,143 . 3 = 5,251 mg/l Hay [O2] = mol/l. Tính được : EO2/H2O =1,231- 0,059 . 6,8 + 0,0145 lg (16,4 . 10-5) = 0,77V So sánh các thế ôxy hóa khử ta thấy: EO2/H2O = 0,77V > 3EFe3+ /Fe = 3.0,14 = 0,42 V Như vậy việc chọn phương án khử sắt bằng làm thoáng bằng giàn mưa là có thể được. Diện tích mặt bằng của giàn mưa tính theo công thức: F = (II.2-55) Trong đó: Q - lưu lượng nước xử lý, m3/h a - cường độ tưới, lấy 5-10 m3/m2h. F = Vậy ta có thể làm thoáng trên bể phản ứng Thường sử dụng với lỗ của giàn mưa là 8mm. Khi đó tính được số lỗ là: = 2600 lỗ Mỗi m2 làm thoáng có: = 36 lỗ.m2 Cách bố trí các ống mưa như hình vẽ Các ống mưa đặt cách nhau : = 16,67 cm Chiều dài ống mưa : m Trên 7,2 m đặt số ống mưa là: = 43 ống Lưu lượng mỗi ống là: = 3,03 m3/h Đường kính ống mưa là: D = = 0,030 (m) Hay D = 30 mm x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x F30 2,5m 2,5m F300 F200 7,2 M Hình III. 5. giàn mưa III.2.2. Làm mềm nước 1. Mục đích, nguyên tắc Mục đích: Nước có độ cứng cao thường gây n hiều tác hại cho người sử dụng. khi dùng nước có độ cứng cao trong sinh hoạt, gây lãng phí xà phòng và các chất tẩy rửa, tạo cặn lắng bám trên bề mặt các trang thiết bị sinh hoạt. Trong ứng dụng công nghiệp độ cứng của nước gây cản trở cho quá trình vận chuyển và làm giảm năng lực truyền nhiệt, giảm tuổi thọ của thiết bị. Do vậy công việc làm mềm nước là rất cần thiết trong công nghệ xử lý nước cấp. Mục tiêu của quá trình làm mềm nước là làm giảm đến mức cho phép của hàm lượng ion Ca2+, Mg2+ trong nước cấp. Theo bảng chỉ tiêu chất lượng nước cấp ta phải xử lý tách Ca2+, Mg2+đến khi độ cứng toàn phần phải < 120dH. Nguyên tắc: làm mềm bằng phương pháp hóa học, cụ thể là dùng sữa vôi (Ca(OH)2) . Khi đưa vôi vào nước, trình tự các phản ứng của quá trình xảy ra như sau: 2CO2 + Ca(OH)2 đ Ca (HCO3)2 Ca(HCO3)2 + Ca(OH)2 đ 2CaCO3 ¯ + 2H2O Mg(HCO3)2 + 2Ca(OH)2 đ Mg(OH)2 ¯ + 2CaCO3¯ + 2H2O 2NaHCO3 + Ca(OH)2 đ CaCO3¯ + Na2CO3 + H2O Theo các phương trình trên thì cứ 1mol vôi đưa vào sẽ làm giảm được 1 mol độ cứng. 2. Tính toán thiết kế a. Xác định liều lượng vôi Liều lượng vôi cần thiết phụ thuộc vào tỷ lệ thành phần của các ion có trong nước. Do hàm lượng ion Ca2+ = 160:20 = 8mg đl/l lơn hơn hàm lượng ion HCO3 = 427 : 61 = 7 mg đl/l nên lượng vôi xác định theo công thức: av = 28 (I - 125) Trong đó: av : Lượng vôi sử dụng (vôi thô) : mg/l CO2: hàm lượng CO2 tự do trong nước: mg/l CCO2 = 32 mg/l HCO3 : hàm lượng ion bicacbonat trong nước; mg/l CHCO3 = 395 mg/l Cv : tỷ lệ vôi tinh khiết the CaO trong vôi thô: %. Cv = 90%. 0,5 : lượng dự phòng để đảm bảo lắng cặn CaCO3 khi pH ~ 9,5 Qp : lượng phèn FeCl3 tính theo sản phẩm không ngâm nước; mg/l e: đương lượng của phèn hoạt tính. e = 54 đối với FeCl3 Để tăng cường cho quá trình lắng cặn CaCO3 và Mg(OH)2 khi làm mềm bằng vôi, ta pha thêm phèn vào nước. Do phản ứng làm mềm diễn ra ở pH > 9 nên không dùng được phèn nhôm, trong môi trường kiềm phèn nhôm tạo ra aluminat hòa tan. Liều lượng phèn cần thiết xác định theo công thức thực ng hiệm ap = mg/l (I - 216) Với M : tổng hàm lượng cặn trong nước làm mềm M = M0 + 50 (I-216) M0 : hàm lượng cặn không tan trong nước nguồn M0 = 0 M = 0 + 50 + 0,1 av M = 720,2 + 0,1 av mg/l Số hạng trong (I - 215) lấy dấu dương vì ta cho phèn vào nước cùng với vôi. av = 28 mg/l av = 31,11 mg/l aP = 3 Giải hệ phương trình trên bằng phương pháp lập ta xác định được liều lượng vôi và phèn sử dụng là: av = 280 mg/l aP = 27,2 mg/l Vậy, thể tích dung dịch sữa vôi 10% dùng để xử lý 1 lít nước là x, tính như sau: Cứ 10ml dung dịch sữa vôi thì có 1g vôi, tức 1000 mg vôi Cứ x dung dịch sữa voi thì có 280mg vôi. Suy ra : x = = 2,8 ml Để kiểm tra hiệu quả của quá trình làm mềm nước bằng vôi, chỉ cần xác định giá trị pH sau khi pha vôi vào nước. Vì như ta đã biết, phản ứng làm mềm nước sẽ diễn ra triệt để khi đã đạt đến cân bằng bão hòa của CaCO3 và MgCO3 trong nước. Tương ứng với trạng thái bão hòa đó, độ ổn định của nước phải được thể hiện ở một giá trị pHc nào đó. ở trạng thái bão hòa tự nhiên ứng với pHs của nước, tốc độ lắng cặn diễn ra rất chậm. Để tăng tốc độ lên, cần phải có một lượng dư ion OH-, biểu thị bằng giá trị DpH,như vậy giá trị pHc sẽ được biểu thị bằng công thức: pHc = pHs + DpH Trong đó: pHc: độ pH bão hòa của nước ở cuối quá trình làm mềm pHs : độ pH của nước ở trạng thái bão hòa tự nhiên DpH: lượng dư các ion OH- cần bổ sung để tăng tốc độ phản ứng lắng cặn. Trong trường hợp khử độ cứng cacbonat thì DpH = 0,5. Trong thực tế , khi làm mềm nước bằng vôi để khử CaCO3, pHs thường có giá trị 9,5 đến 9,8. pHs của Mg(OH)2 xác định theo biểu đồ tính giá trị pHs của nước bằng Mg(OH)2 xác định theo biểu đồ tính giá trị pHs của nước bằng Mg(OH)2 (I-218) pHsMg = fi(t) + f2(Mg2+) + f3(P) (I - 217) pHsMg = 8,68 + 1,68 + 0,04 pHSMg = 10,4 Như vậy độ pH bão hòa của nước ở cuối quá trình làm mưa khoảng: pHC = 10 + 0,5 = 10,5 Độ cứng toàn phần = = 9 mg đl/l Đổi đơn vị : 10dH = 10mg CaO/l = = 0,357 mg đl/l Độ cứng toàn phần là: 0dH. Theo bảng tiêu chuẩn chất lượng nước cấp thử độ cứng toàn phần phải nhỏ hơn 120dH. Như vậy ta phải tiến hành làm mềm nước. b) Thiết kế bể khuấy trộn cơ khí Thể tích bể trộn V = T. Q (m3) ( I - 101) Với : T - Thời gian khuấy trộn, chọn 10s Q - Lưu lượng nước xử lý , m3/s V = 10 . m3 Việc khuấy trộn được tiến hành trong bể trộn vuông tỉ lệ chiều cao và chiều rộng là 2:1 ( I - 100) Tính được thông số bể: a x a x h = 0,9 x 0,9 . 1,8 m ống dẫn nước vào ở đáy bể, dung dịch sữa vôi và phèn cho ngay vào cửa ống dẫn vào bể, nước đi từ dưới lên tràn quamáng tràn là một phía của thành bể để dẫn sang ngăn phản ứng (hình III - 2). Dùng máy khuấy tuabin 4 cánh nghiêng góc 450 hướng lên trên để đưa nước từ dưới lên. Đường kính máy khuấy: D = m Đặt 4 tấm chắn để ngăn chuyển động xoay của nước Chiều cao tấm chắn : 1,8 m Chiều rộng tấm chắn : = 0,09 m Máy khuấy đặt cánh đáy: h = D = 0,45 m Chiều rộng cánh khuấy: = 0,09 m Chiều dài cánh khuấy: = 0,12 m Năng lượng cần truyền vào nước tính theo công thức: P = G2 . V. m , Kw ( I - 102) Trong đó: G: Gradien vận tốc (s-1) , G = 103 s-1 V: Thể tích bề (m3), V = 1,45 m3 m : Độ nhót động lực của nước (Ns/m+2) ở nhiệt độ 250C m = 0,98 . 10-3 Ns/m2 Thay vào trên ta được: P = (103)2 . 1,45 .0,98 . 10-3 = 1,42 KW Hiệu suất động cơ h = 0,8, công suất động cơ: 1,42 : 0,8 = 1,78 KW. Số vòng quay của máy khuấy: n = , vòng/s (I - 102) K : hệ số sức cản của nước, phụ thuộc vào kiểu cách khuấy K = 1,08 đối với tuabin 4 cánh nghiêng 450 n = vòng/s Phải có hộp giảm tốc cho động cơ. c) Thiết kế bể phản ứng tạo bông cặn cơ khí Dung tích bể phản ứng chọn theo kiểu bể phản ứng cơ khí. V = Q. T T: Thời gian nước lưu trong bể T = 30 phút V = = 260,42 m3 Xây dựng 2 ngăn phản ứng với kích thước: rộng 3,6 m, sâu 3,6 m , chiều dài bể phản ứng. L = = 10,05 Theo chiều dài chia bể làm 3 buồng bằng các vách ngăn hướng dòng nước theo phương thẳng đứng (hình III - 3). Hình III - 8. Cấu tạo guồng khuấy Khoảng cách giữa các vách ngăn ở buồng thứ nhất 3,6m, buồng thứ hai 3,6m, buồng thứ ba 4,0m, tổng chiều dài L = 11,2m. Dung tích các buồng là46,6m3; 46,6m3; 51,8m3. ở tâm các buồng đặt guồng khuấy theo phương thẳng đứng. Cường độ khuấy trộn trong các buồng dự kiến đạt các giá trị gradie tốc độ 85,60 và 35s-1. Cấu tạo của guồng khuấy gồm trục quay và bốn bản cánh đặt đối xứng qua trục (hình III-4). Đường kính guồng tính đến mép cánh khuấy ngoài cùng lấy < bề rộng hoặc sấu bể 0,3 - 0,4m. Chọn đường kính guồng bằng: 3,6 - 2 . 0,3 = 3,0m Kích thước bản cánh: chọn sao cho tổng diện tích bản cánh < 15%. Tiết diện ngang bể phản ứng < 15% (I - 114) Fc < 1,9 m2 Diện tích 1 cánh = m2 Chọn: Dài 3m đ Rộng = Chọn tốc độ quay của guồng khuấy, sử dụng bộ truyền đọng trục vít với 1 động cơ điện kéo chung 3 guồng khuấy. Tốc độ quay cơ bản lấy 5v/phút ở buồng đầu, 4 vòng/ph ở buồng 2 và 3v/ph ở buồng 3. Tính kiểm tra các chỉ tiêu khuấy trộn cơ bản Buồng thứ nhất: Dung tích 3,6 x 3,6 x 3,6 = 46,6 m3 Tốc độ chuyển động tương đối của các bản cánh khuấy so với v1 = = 0,589 (m/s) v2 = = 0,432 (m/s) Năng lượng cần để quay cánh khuấy N = 51 CF (v31 + v31) . W (I - 112) Với: c = 1,5 (tỉ lệ cánh khuấy = 20 ( I - 112) F = 1,8 : 2 = 0,9 - Tiết diện bản cánh khuấy đối xứng N = 51. 1,5 . 0,9 (0,5893 + 0,4323) = 19,6 (W) Năng lượng tiêu hao cho 1m3 nước khuấy trộn : W/m3 (( - 114) G = 10 = 67 s-1 Giá trị građien hơi thấp so với dự kiến (85s-1). Tăng tốc độ quay của guồng khuấy lên 5,75v/ph, tính lại các chỉ tiêu cơ bản. v1 = (m/s) v2 = (m/s) N = 51 . 1,5 . 0,9 (0,6783 + 0,4973) = 29,91 (W) (W/m3) G = 1-= 83,2 s-1; GT = 83,2 . 548 = 45600 Chọn tốc độ quay 5,75 v/ph Tương tự như vậy buồng phản ứng thứ hai và thứ ba đều được tính với hai tốc độ quay của guồng khuấy. Kết quả ghi ở bảng III.1. Bảng III.1. Các số có dấu* là ghi trung bình. Các chỉ tiêu cơ bản Buồng phản ứng thứ nhất Buồng phản ứng thứ hai Buòng phản ứng thứ ba Kết quả tổng hợp V m3 T S 46,6 548 46,6 548 51,8 670 145 1766 n v/ph v1 m/s v2 m/s N w w w/m3 G s-1 GT 5,75 0,678 0,497 29,910 0,636 83,2 45594 4,75 0,565 0,414 16,890 0,362 62,7 34375 3,75 0,446 0,317 8,315 0,161 41,8 28028 55,12 0,386 62,6 107997 n v/ph v1 m/s v2 m/s N w w w/m3 G s-1 GT 5,00 0,589 0,432 19,6 0,421 67,0 367,16 4,00 0,471 0,346 10,0 0,215 48,8 26759 3,00 0,354 0,260 4,3 0,082 29,9 20003 33,9 0,239 48,6 834,78 Kết quả ghi ở bảng III.1 cho thấy với 2 tốc độ khác nhau của guồng khuấy, các chỉ tiêu cơ bản của bể phản ứng đều nằm trong giới hạn cho phép. Tốc độ tương đối của cánh khuấy nằm trong giới hạn 0,25 0,75 m/s. Građien tốc độ trung bình nằm trong giới hạn 30 70 s-1. Giá trị GT nằm trong giới hạn 40.000 200.000. Như vậy, các chỉ tiêu cấu tạo bể và guồng khuấy đều đạt yêu cầu. Tuy nhiên ta chọn với giá trị tốc độ thứ nhất là tối ưu hơn. Để đảm bảo đạt hiệu quả phản ứng cao nhất, các tường ngăn hướng dòngdc cấu tạo nhằm mục đạt được cường độ khuấy trộn bằng giá trị trung bình của các giá trị trước và sau. Nghĩa là về mặt thuỷ lực, cường độ khuấy trộn sẽ giảm dần từ đầu đến cuối bể. Theo cách đó, chọn giá trị Gradien tốc độ tại các tường ngăn tương ứng như sau (Hình III.4). Tường tràn từ bể trộn (G = 900 s-1) sang bể phản ứng (G = 85 s-1) lấy G = 500s-1. Tường ngăn thứ nhất giữa buồng thứ nhất và buồng thứ hai (G =60 s-1) lấy G = 70s-1. Tường ngăn thứ hai giữa buồng thứ hai ( G = 65 s-1 ) và buồng thứ ba ( G = 35 s-1) lấy G = 45 s-1. Tường ngăn cuối lấy G =30 s-1. Tường tràn đầu bể được tính theo sơ đồ ở hình III.5 Năng lượng cần để đạt giá trị G = 500 s-1. Tổn thất áp lực qua tường tràn là : (II.1 - 65) Trong đó : Q = 0,0723 m3/s - là lưu lượng nước qua tường tràn của một bể. Độ ngập của tường tràn tính theo phương pháp gần đúng với công thức : (II.1 - 65) Trong đó : B = 3,6 m - Bề rộng của tường tràn m0 - Hệ số lưu lượng m0 = (II.1 - 65) Chọn H = 0,06 m Hu = H -ht = 0,06 -0,054 = 0,027 (m) P2 = Hu - hu = 3,6 - 0,0276 = 3,5724 (m) m0 = m0 = 0,3286 Kiểm tra lưu lượng chảy qua tường tràn : Qt = 0,3286.3,6.= 0,0770 (m3/s) Qt = 0,0770 ; Q = 0,07234 m3/s Chọn lại H = 0,055 m hu = 0,055 - 0,0324 = 0,0226 (m) P2 = 3,6 - 0,0226 = 3,5774 (m) m0 = 0,3381 = 0,06954 (m3/s) Lấy H = 0,058 m Tường ngăn thứ nhất tính bằng phương pháp tương tự cho trường hợp Gradien tốc độ 70 s-1, chiều cao khe của cần có h2 = 0,38 m . Độ ngập nước của tường ngăn thứ hai theo tính toán là h3 = 0,225 m . Chiều cao của tường ngăn thứ ba tính được là h4 = 1,02 m . Sau bể phản ứng, nước được dẫn bằng mương sang bể lắng, chiều dài mương l = 9,0 m . Vận tốc trong mương lấy v = 0,18 m/s. Diện tích mặt cắt mương : (m2) Chọn kích thước cấu tạo B ´ H = 0,5 ´1,6 m. Năng lượng tiêu hao tương ứng : N = 0,454 w. Gradien tốc độ trong mương tính được : (s-1) (II.1 - 49) = G = 26 s-1 Như vậy, toàn bộ các kích thước về cấu tạo thuỷ lực của bể đều đạt yêu cầu thiết kế. III.2.3. Bể lắng. 1. Mục đích, nguyên lý. Mục đích : Bể lắng ở đây là để tách các ion Ca2+, Mg2+ dưới dạng bông keo tụ CaCO3, Mg(OH)2 và tách bông sắt Fe(OH)3, một phần Mn(OH)4. Bể lắng có khả năng loại bỏ được từ 90 đến 99% lượng cặn chứa trong nước . Nguyên lý : Dựa theo nguyên lý rơi theo trọng lực, khi hàm lượng hạt lớn, trong quá trình lắng chúng sẽ va chạm vào nhau, hấp phụ và kết dính với nhau tạo thành hạt có kích thước lớn hơn. Kết quả là phần trên bể lắng, vận tốc lắng S0 nhỏ hơn, càng xuống đáy vận tốc càng cao vì kích thước hạt tăng lên. Hình III-9 . Quan hệ giữa vận tốc lắng và hàm lượng cặn lơ lửng ở các chiều sâu khác nhau. Hình III-10 : Mô tả quá trình lắng có keo tụ tạo bông theo thời gian và chiều sâu của bể. Do các bông cặn lớn dần lên nên lực cản ma sát do nước chuyển động ngược chiều với hạt cũng tăng lên, tỷ lệ với kích thước của bông cặn. Ngoài ra, khi bông cặn lớn lên thì lực kéo trên một đơn vị diện tích tiết diện bông cặn cũng lớn lên và tỷ lệ thuận với kích thước bông cặn. Khi bông cặn lớn lên đến một kích thước nhất định, lực kéo đủ lớn để phá vỡ bông cặn làm cho kích thước của bông cặn không thể tăng được nữa. Từ thời điểm đó, vận tốc lắng sẽ không thay đổi và hiệu quả lắng không tăng, dù thời gian lắng có thể kéo dài hơn. Quan sát đồ thị ở hình III-9 ta thấy, theo chiều trục hoành khi chiều sâu tăng từ 0,75 đến 3,0 m, vận tốc lắng của hạt tăng lên do tạo bông cặn to hơn ; theo chiều trục tung , ứng với mỗi vận tốc lắng nhất định tại mỗi chiều cao nhất định, ta có thể biết được bao nhiêu phần trăm số hạt trong huyền phù (có vận tốc lớn hơn vận tốc tương ứng đó ) có thể lắng một cách dễ dàng, được tách ra khỏi nước và bao nhiêu phần trăm còn lưu lại trong huyền phù. 2. Tính toán thiết kế bể lắng. Các tính toán ở đây sử dụng công thức của Liên Xô (I-122) Chọn L/H = 10 , a = 1,33 Với : L : Chiều dài vùng lắng (m). H : Chiều sâu vùng lắng (m). H = 2,5 m L = 10H = 10.2,5 = 25 m Diện tích bể lắng : (I- 122) a : Hệ số kể đến ảnh hưởng của dòng chảy rối trong vùng lắng. Q : Lưu lượng dòng nước qua vùng lắng, m/s. U0 : Tốc độ lắng của hạt cặn, m/s. U0 = 0,5 mm/s. (m2) Chiều rộng bbể : (m) Bể chia thành 3 ngăn, mỗi ngăn rộng B = 5,2 m, dài 25 m, cao 2,5 m. Vận tốc ngang của dòng nước : m/s = 3,8 mm/s a. Hệ thống phân phối nước vào bể . Chức năng của hệ thống phân phối là tạo ra dòng chảy phân bố đều ngay tại điểm đầu của vùng lắng cặn. Xét theo các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu quả lắng , việc phân phối đều nước theo chiều rộng bể có tính chất quyết định hơn theo chiều cao bể. Về mặt thuỷ lực, để đạt yêu cầu này phải xây dựng hệ thống mương phân nhánh nhiều cấp nhằm chia nhỏ dòng chảy trên cơ sở về cân bằng về tổn thất áp lực. Phương pháp này khó thực hiện do xây dựng phức tạp và tốn kém. Trong thực tế thường áp dụng phương pháp phân phối đều trở lực lớn. Mương phân phối chính nằm theo chiều rộng bể. Nước từ mương vào bể qua các cửa. Tốc độ nước qua cửa được chọn sao cho tổn thất áp lực qua cửa lớn hơn nhiều lần tổn thất áp lực trong mương, nhưng không quá lớn để trnhs làm vỡ các bông cặn đã hình thành sau bể phản ứng. Phía sau cửa đặt tấm chắn phản hồi và ở sát đầu vùng lắng xây dựng tường ngăn hướng dòng. Tốc độ nước trong mương phân phối lấy 0,2 m/s ; tốc độ qua cửa vào 0,6 m/s. Hình III-11 : Cấu tạo hệ thống phân phối nước vào bể lắng - Tính toán mương phân phối : F : Diện tích mặt cắt mương (m2) Q : Lưu lượng nước (m3/s) Q = 0,1447 (m3/s) V : Vận tốc nước trong mương (m/s) V = 0,2 m/s F = 0,7234 (m2) Chọn mương hình chữ nhật rộng ´ sâu = 1,2 ´ 0,8 m. Mực nước trong mương cao 0,6 m Ngăn phân phối tính theo tổn thất áp lực qua tường tràn : Năng lượng cần để đạt được giá trị G = 500s-1 : (w/m3) Tổn thất áp lực qua tường tràn qua phân phối là : (m) Độ ngập của tường tràn khe phân phối là tính theo phương pháp gần đúng với công thức : H1 : độ ngập nước (m) ; m0 : hệ số lưu lượng ; Q : lưu lượng nước (m3/s) (II.1- 65) Chọn H1 = 0,20 m. hu = H1 - ht = 0,2 - 0,0162 = 0,1838 m P2 = Hu - hu = 2,5 - 0,1838 = 2,4162 m Độ rộng của tường tràn khe phân phối : m Bố trí trên mỗi 1m chiều rộng 1 khe phân phối, bể rộng 15 m nên mỗi khe rộng : (m) Tính toán tương tự cho tường ngăn hướng dòng với các thông số thu được là : Độ ngập nước của khe hướng dòng : H2 = 0,30 m Độ rộng của khe hướng dòng : B1 = 0,03 m Số khe trên mỗi nét của tường : 3 khe/ m b. Hệ thống thu nước . Thiết kế hệ thống thu nước bề mặt sẽ cho ta hiệu suất cao vì q = Q/B là tải trọng trên một đơn vị chiều dài của máng thu sẽ nhỏ đi nhiều lần so với khi thu bằng một máng ở cuối bể. Cách bố trí máng thu như hình III-12 Hình III-12 : Bố trí máng thu nước . Tổng chiềudài các máng là : 4 x 3 x 5 = 60 m Các khe đặt cách nhau 0,100 m Tổng số khe rên 60 m chiều dài máng bằng : khe Lưu lượng nước của một khe là : (m3/s) Lưu lượng của một khe trên máng tính theo công thức : Qk = 1,4.H5/2 (I - 124) Với Hn :Độ ngập nước của 1 khe, (m) m Hn = 31 mm. Máng được thể hiện trên hình III-13. Hình III-13 : Máng thu nước c. Hệ thống thu xả cặn. Do hàm lượng cặn < 1000g/m3, xử lý bằng vôi và phèn nên dùng biện pháp thu và xả cặn đồng thời bằng hệ thống thuỷ lực. Cặn được thu và xả ra ngoài bằng áp lực nước trong bể qua các ống thu đặt dưới đáy bể. Cặn và nước vào ống qua hai hàng lỗ thu 2 bên, đường kính lỗ thu phải lớn hơn 20 mm, khoảng cách các lỗ trên một hàng phải nhỏ hơn 0,5 m. Thể tích vùng chứa cặn của bể lắng ngang được xácđịnh theo thời gian thu và nén cặn. (m3) (II.1-86) Trong đó : T : Thời gian giữa 2 lần xả cặn lấy bằng 24 h. Q : Lưu lượng nước vào bể lắng, m3/h. m : Lượng cặn còn lại trong nước sau khi lắng. m = 12g/m3 dc : Nồng độ trung bình của cặn nén sau thời gian 24 h lấy theo bảng V3-II.1-87. dc = 85000g/m3. Mc : Tổng hàm lượng cặn trong nước đưa vào bể. Mc = M0 + ka + 0,25 M + B mg/l (II.1-86) Với : M0 : Hàm lượng cặn lớn nhất của nước nguồn ằ 0 a : Liều lượng vôi + phèn = 280 + 27,2 mg/l k : Hệ số phụ thuộc độ tinh khiết k = 0,8 M : Độ màu của nước M = 25 C0 B : Lượng cặn không tan trong vôi và phèn B = 0,1 (280 + 27,2) mg/l Mc = 0,8.307,2 +0,25.25 + 0,1.307,2 mg/l Mc = 282,73 mg/l Tính được : m3 Lưu lượng nước xả xác định theo công thức : (m3/s) k : Hệ số pha loãng cặn, k = 1,8 t : Thời gian xả cặn, t = 10 phút (m3/s) Khoảng cách giữa các ống thu cặn lấy cách nhau 2,5 m, nên số ống thu cặn là 15/ 2,5 = 6 ống. Mỗi ngăn của bể bố trí 2 ống thu cặn. Lưu lượng mỗi ống thu cặn là : (m2/s) Vận tốc xả cặn 0,60 m/s thì đường kính ống là : mm. Chọn khoảng cách giữa các lỗ trên một hàng là 0,2 m thì số lỗ của một ống thu