Đồ án Thiết kế hệ thống xử lý nước thải sinh hoạt lưu lượng 10000 m3/ngày theo công nghệ AAO

– 0,3333) = 270,85 mg/l SS = 375(1 – 0,5505) = 168,56 mg/l Như kết quả tính toán cho thấy SS của nước thải sau bể lắng sơ cấp > 150 mg/l chưa thích hợp đưa vào xử lý sinh học ở bể AAO, nên cần thiết kế giải pháp tăng cường hiệu quả của bể lắng sơ cấp. Giải pháp ở đây là làm thoáng sơ bộ nước thải trước khi đưa vào bể lắng sơ cấp. Thời gian làm thoáng τ = 10 – 20 phút với lượng không khí cần thiết Dair = 0,5 m3 air/m3 nước thải. Dung tích bể làm thoáng sơ bộ: ∀=Qmax.τ=675.1560=168,75 m3 ở đây ta chọn thời gian làm thoáng ở lưu lượng lớn nhất τ = 15 phút. Lượng không khí cần cung cấp: Qair=Qmax.Dair=675.0,5=337,5 m3air Bề mặt bể làm thoáng sơ bộ: A=QairI=337,56=56,25 m2 ở đây I = cường độ thổi khí = 4 – 7 m3 air/m2.h, ta chọn I = 6 m3 air/m2.h. Chiều cao của bể làm thoáng sơ bộ: H=∀A=168,7556,25=3 m Ta xây dựng hợp khối bể làm thoáng sơ bộ với bể lắng sơ cấp. Như vậy có 2 bể làm thoáng sơ bộ: chiều cao H = 3m, chiều rộng W = 4 m và chiều dài L = 7 m. Nhờ bể làm thoáng sơ bộ mà hiệu suất của bể lắng sơ cấp tăng 8%. BOD5 và SS của nước thải sinh hoạt ra khỏi bể lắng sơ cấp: BOD5 = 406,25(1 – 0,4133) = 238,35 mg/l SS = 375.(1 – 0,6305) = 138,56 mg/l Sau đó, nước thải sinh hoạt đã đủ điều kiện SS < 150 mg/l đi vào xử lý sinh học ở bể AAO. Hình 2. 4. Bể lắng sơ cấp+Bể làm thoáng sơ bộ Thiết kế vùng phân phối nước thải sinh hoạt vào: Thiết kế cửa phân phối nước thải vào tiết diện hình chữ nhật. Theo Mackenzie L. David (2010) vận tốc nước thải qua cửa phân phối nước thải vào bể lắng sơ cấp v = 0,0075 – 0,150 m/s, ta chọn v = 0,08 m/s để thiết kế. Tiết diện cửa phân phối nước thải vào của mỗi bể lắng sơ cấp: =Qv=0,1162.0,08=0,725 m2 Chọn chiều dài cửa phân phối nước thải vào = 3 m. Chiều cao cửa phân phối nước thải vào = 0,725/3 = 0,242 m Để ổn định dòng nước thải sinh hoạt vào dùng vách ngăn đục lỗ Φ 50 mm đặt cắt ngang bể lắng sơ cấp. Các vách ngăn đặt cách cửa phân phối nước vào 0,6 m, thấp dưới mực nước trong bể lắng sơ cấp 0,5 m để bọt có thể nổi lên trên bề mặt và có chiều cao 1,5 m (=0,5H). Thiết kế máng thu nước thải ra: Chọn tải trọng máng thu nước thải ra ở lưu lượng nước thải lớn nhất qmax = 400 m3/ m chiều dài.d. Chiều dài máng thu nước thải ra của mỗi bể lắng sơ cấp: =Qmaxqmax=162002.400 =20,25 m Như vậy ta thiết kế máng thu nước thải ra như Hình Hình 2. 5. Bố trí máng thu nước ra Bể lắng sơ cấp có hố thu bùn sơ cấp được thiết kế ở đầu nước thải vào, độ dốc 60o, chiều rộng < 0,6 m, có đặt bơm hút bùn sơ cấp. Độ dốc sàn bể bắng sơ cấp = 1%, có cơ cấu cào bùn sơ cấp quay với tốc độ 0,3 – 1,2 m/phút. Bể lắng sơ cấp cũng có cơ cấu vớt váng, bọt đặt ở phía nước thải ra. 2. 1. 5. Cụm bể AAO Theo [1, 2]trình tự thiết kế cụm bể AAO bắt đầu từ thiết kế bể aerobic và xác định lượng NO3- được tạo thành. Từ đó thiết kế bể anoxic và cuối cùng là thiết kế bể anaerobic. a) Bể aerobic Các hằng số động học của quá trình nitrate hóa ở 20oC (Bảng 23 – 14[2]): μn max=0,75 g VSSg VSS.d Kn=0,74 g NH4-Nm3 kdn=0,08 g VSSg VSS.d Ko=0,50 gm3 Ta lấy nhiệt độ thiết kế bằng 25oC, các hằng số động học của quá trình nitrate hóa ở 25oC: μn max=0,75.1,0725-20=1,052 g VSSg VSS.d Kn=0,74.1,05325-20=0,958g NH4-Nm3 kdn=0,08.1,0425-20=0,097g VSSg VSS.d Ước tính μn theo phương trình 22 – 8. Để không giới hạn quá trình nitrate hóa thì DO phải ³ 2 mg/l. Tốc độ quá trình nitrate hóa tăng khi DO tăng trong khoảng 3 – 4 mg/l. Tuy nhiên đối với quá trình AAO cần hạn chế DO nội tuần hoàn về bể anoxic. Do đó chọn DO = 2 mg/l. Tốc độ sinh trưởng riêng của quá trình nitrate hóa: μn=μn max(NH4-N)e(NH4-N)e+KnDODO+Ko-kdn ở đây (NH4-N)e=5 mg /l μn=1,052 55+0,95822+0,50-0,097 μn=0,61d-1 Thời gian lưu bùn của bể aerobic: SRTmin=1μn=10,61 SRTmin=1,64 d Ta chọn hệ số an toàn SF = 2,5 Thời gian lưu bùn của bể aerobic: SRT=SF.SRTmin=2,5.1,64=4,1 d Lượng sinh khối hoạt tính được tạo thành trong bể aerobic tính theo phương trình (8 – 15) (M&E) gồm sinh trưởng của sinh khối dị dưỡng (A), suy giảm nội sinh các tế bào (B) và sinh trưởng của sinh khối nitrate hóa (C): PX,bio=QYbCODi-bCODe10-31+kdθc (A) +fdkdQYbCODi-bCODeθc10-31+kdθc (B) +QYnNOx10-31+kdnθc (C)ở đây NOx = nồng độ nitrate được tạo thành trong bể aerobic, mg/l; fd = tỷ lệ phần trơ của tế bào. Các hằng số động học của quá trình sinh trưởng của vi khuẩn dị dưỡng ở 20oC và hệ số hiệu chỉnh ảnh hưởng của nhiệt độ như Bảng 23 – 13 [2]. Do đó, ở 25oC ta có: μm=6.1,0725-20=8,415 g VSSg VSS.dkd=0,12.1,0425-20=0,146g VSSg VSS.d Theo Metcalt & Eddy, Inc (2003) thì bCODi=1,6BODi=1,6.238,35=381,36 mg/l bCODe tính toán theo phương trình (7 – 40) (Metcalf & Eddy): bCODe=Ks[1+kdSRT]SRTμm-kd-1 =20.1+0,146.4,14,1.8,415-0,146-1 =1 mg/l Từ đó được: PX,bio=10000.0,40.381,36-1.10-31+0,146.4,1+0,15.0,146.10000.0,40.381,36-1.4,1.10-31+0,146.4,1+10000.0,12.NOx.10-31+0,097.4,1 =1037,2+0,86.NOx NOx xách định từ phương trình (8 – 18) (Metcalf & Eddy): NOx=TKNi-(NH4-N)e-0,12PX,bioQ =62,5-5-0,12.PX,bio10000=57,5-0,00012PX,bio Theo trên ta được kết quả: PX,bio=1086,54 kg VSS/d NOx=57,4 mg/l Theo Jae K. Park lấy tỷ lệ VSS: TSS của nước thải sinh hoạt sau lắng = 0,83 VSS = 0,83TSS = 0,83.138,56 = 115 mg/l iSS = TSS – VSS = 138,56 – 115 = 23,56 mg/l Cũng theo Jae K. Park với nước thải sinh hoạt có các tỷ lệ pCOD = 73% COD, bpCOD = 60% COD. Nồng độ chất rắn bay hơi không phân hủy sinh học theo phương trình (8 – 3) (Metcalf & Eddy,2003): nbVSS=1-bpCODpCODVSS=1-6073.115=20,5 mg/l Năng suất tạo thành MLVSS trong bể aerobic được tính theo phương trình (8 – 15) (Mectcalf &Eddy,2003): PX,M LVSS=A+B+C+D=PX,bio+D=PX,bio+QnbVSS=1086,54+10000.20,5.10-3=1291,54 kg/d Năng suất tạo thành MLSS trong bể aerobic được tính theo phương trình (8 – 16) (M&E): PX, MLSS=PX,bio0,85+D+E=PX,bio0,85+D+QiSS=1086,54 0,85+205+10000.23,56.10-3=1717,71 kg/d Khối lượng MLVSS tạo thành trong bể aerobic được tính theo phương trình (7 – 54): mMLVSS=MLVSS.∀aerobic=PX,MLVSS.SRT=1291,54.4,1=5295,31 kg Khối lượng MLSS tạo thành trong bể aerobic được tính theo phương trình (7 – 55): mMLSS=MLSS.∀aerobic=PX,MLSS.SRT=1717,71.4,1=7042,61 kg Theo Metcalt & Eddy (2003) thì đối với công nghệ AAO cần duy trì MLSS ở khoảng 3000 – 4000 mg/l. Trong thiết kế này ta chọn MLSS = 3500 mg/l. Từ đó được: ∀aerobic=mMLSSMLSS=7042,613500.10-3=2012,2 m3 Thời gian lưu thủy lực trong bể aerobic: HRTaerobic=∀aerobicQ=201210000=0,2012 d=4,83 h Tỷ lệ MLVSS:MLSS: MLVSSMLSS=5295,317042,61=0,752 MLVSS = 0,752.3500 = 2632 mg/l b) Bể anoxic Chọn tỷ số tuần hoàn bùn hoạt tính R = 0,5 và tỷ số nội tuần hoàn IR = 1 sao cho đảm bảo NO3 dòng ra đạt yêu cầu ≤ 30 mg/l Xác định nồng độ nitrate dòng ra theo phương trình (8 – 48) (Metcalf & Eddy,2003): Ne=NOxIR+1+R=57,41+1+0,5=23 mg/l Giả thiết NO2-N nước thải dòng vào và các dòng tuần hoàn = 0, NO3 dòng nội tuần hoàn và NO3 bùn hoạt tính tuần hoàn bằng nhau và cũng có NO3 nước thải dòng vào = 0. Như vậy, NO3 vào bể anoxic: NO3fed=IR+R.Q.Ne=1+0,5.10000.23=345000 gd=345 kg/d Lượng DO vào bể anoxic: DOL,anx=DOinf.Q+DORAS.R.Q+DONR.IR.QỞ nhiệt độ nước thải ≥ 20oC có thể lấy DOinf = 0,5 mg/l; DONR = DO cuối bể aerobic = 2 mg/l. Trong trường hợp thiếu số liệu, theo WEF (2005) lấy DORAS = 0,5× DO cuối bể aerobic = 1 mg/l. DOL,anx=0,5.10000+1.0,5.10000+2.1.10000=30000 g/d Lượng DO tương đương với NO3 vào bể anoxic từ dòng nội tuần hoàn: NO3 eq=0,35.DOL,anx=0,35.30000=10500gd Tổng lượng NO3 cần xử lý tại bể anoxic: TNOR=NO3 fed+NO3 eq=345000+10500=355500 g/d Bể anoxic được thiết kế theo cách tiếp cận qua tốc độ denitrate hóa riêng theo phương trình (8 – 41) (Metcalf & Eddy,2003): NO3 r=∀anoxic.SDNR15.MLVSS ở đây: NO3 r – lượng nitrate được xử lý, g/d; ∀anoxic – dung tích bể anoxic, m3; SDNR25 – tốc độ denitrate hóa riêng ở 25oC, g NO3-N/ g MLVSS.d; Điều kiện thiết kế bể anoxic phải đáp ứng yêu cầu NO3 r ≥ TNOR. SDRN xác định theo Hình 8 – 23 (Metcalf & Eddy,2003) khi biết được tỷ lệ % của rbCOD so với bCOD và tỷ số F/Mb. Theo Metcalt & Eddy (2003) khi thiếu số liệu thì sử dụng tương quan rbCOD = 15 – 25% bCOD, do đó giả sử rbCOD = 20% bCOD. Tỷ số F/Mb: FMb=Q.BOD5∀anoxic.Xb Ta thấy rằng tỷ số F/Mb phụ thuộc vào ∀anoxic đang cần xác định. Do đó, cần phải tính toán lặp, ban đầu giả thiết dung tích bể anoxic để tính toán tỷ số F/Mb và SDNR từ đó tính toán lượng nitrate được xử lý có đáp ứng yêu cầu hay không. Theo và Lê Văn Cát (2007) dung tích bể anoxic thường bằng 25 – 50% dung tích bể aerobic. Hoặc, giả thiết thời gian lưu thủy lực của bể anoxic theo khuyến cáo của Metcalf & Eddy (2003) HRTanx = 0,5 – 1 h. Giả thiết HRTanx = 1 h. Ta có: ∀anoxic=HRTanoxicQ=1.417=417 m3 Từ đó: ⟹FMb=10000.238,35417.2632=2,17 gg.d Theo Hình 8 – 23 (Metcalf & Eddy,2003) ta ước tính được tốc độ denitrate hóa riêng ở 20oC SDNR20 = 0,3 g NO3-N/ g MLVSS.d Tốc độ denitrate hóa riêng ở 25oC: SDNR15=SDNR20ϕT-20 ở đây ϕ = hệ số nhiệt độ = 1,026 ⟹SDNR25=0,3.1,02625-20=0,34 g NO3-Ng MLVSS.d Lượng nitrate được xử lý: NO3 r=Vanoxic.SDNR15.MLVSS=417.0,34.2310=373165 gd=373,2 kg/d Vì NO3 r = 373,2 kg/d > TNOR = 355,5 kg nên giả thiết được chấp nhận (với sai số ~5%). Hình 2. 6. SDRN – F/M và rbCOD:bCOD c) Bể anaerobic Theo Jae K. Park với nước thải sinh hoạt có tỷ lệ bCOD = 0,8TCOD, do đó TCOD = 381,36/0,8 = 477 mg/l. Tỷ lệ TCOD:TP = 477:12,5 = 38,16:1 Theo đồ thị Randall để đáp ứng nồng độ PO4 dòng ra ≤ 6 mg/l thì tỷ lệ TCOD: TP ~ 20. Như vậy hệ nước thải dư chất hữu cơ cần thiết cho quá trình xử lý sinh học P. Tỷ lệ TCOD:TP =38,16:1 < 40:1 cho nên trong khi vận hành hệ thống AAO có thể cần thiết bổ sung VFAs vào bể anaerobic (phương án lên men sơ bộ) hay áp dụng kết tủa hóa học P. Hình 2. 6. Quan hệ TCOD:TP dòng vào và P tan dòng ra Thời gian lưu thủy lực của bể anaerobic ước tính theo đồ thị Randall: HRTana~ 0,8 h Dung tích bể anaerobic: ∀ana=HRTana.Q=0,8.417=334 m3 Theo Metcalf & Eddy (2003) và Mackenzie L. David (2010): Bể anaerobic và bể anoxic làm việc ở chế độ khuấy trộn hoàn chỉnh, thường được chia 3 ngăn, mặt bằng của các ngăn hình vuông, giữa các ngăn có thể chung tường hoặc không, khi giữa các ngăn chung tường thì thiết kế đập chảy tràn để dòng nước thải chảy qua ngăn tiếp theo. Chiều sâu khuyến nghị D = 4,5 – 7,5 m với chiều cao dự trự 0,3 – 0,6 m. Các bể anaerobic, anoxic và aerobic thường được xây dựng bằng bê-tông và chúng có cùng chiều sâu. Hình 2. 8. Đồ thị Randall Bể aerobic cũng làm việc ở chế độ khuấy trộn hoàn chỉnh, tuy nhiên thường được xây dựng với mặt bằng hình chữ nhật nên tỷ lệ chiều dài:chiều rộng L:W rất quan trọng và tùy thuộc vào cách thức sục khí. Trong trường hợp thiết kế sục khí bằng hệ thống đĩa phân phối khí thì cần chiều sâu D = 4,5 – 7,5 m với chiều cao dự trữ 0,3 – 0,6 m, tỷ lệ W:D = 1:1 – 2,2:1 và tỷ lệ L:W ≥ 5:1. Theo khuyến cáo trên ta có thể đưa ra phương án thiết kế các bể anaerobic, anoxic và aerobic như sau: Bể V (m3) Số ngăn Chiều cao dự trữ (m) Các kích thước (m) Tỷ lệ Ghi chú H L W Anaerobic 382,5 3 0,6 5,1 5 5 L:W = 1:1 Các kích thước của 1 ngăn Anoxic 4779,81 3 0,6 5,1 5,6 5,6 L:W = 1:1 Aerobic 2295 − 0,6 5,1 50 9 L:W=5,6:1 W:H=1,8:1 Các kích thước của bể aerobic Tính toán cấp khí cho bể aerobic: Hệ thống cấp khí đảm bảo duy trì DO trong bể aerobic = 2 mg/l. Thiết kế hệ thống đĩa sục khí cho bọt khí nhỏ, mịn. Lượng oxy cần thiết cho quá trình oxy hóa các chất hữu cơ và quá trình nitrare hóa: MO2=QbCODi-bCODe.10-3-1,42PX+4,33.Q.NOx.10-3,kg/d ở đây: Q = 10000 m3/d, bCODi = 381,36 mg/l; bCODe = 1 mg/l; PX = 951,73 kg VSS/d (A); NOx = 57,4 mg/l. MO2=10000.381,36-1.10-3-1,42.951,73+4,33.10000.57,4.10-3=4937,56 kg/d Phương trình mô tả mối liên hệ giữa các yếu tố nhiệt độ, độ cao so với mức nước biển và chiều sâu của đĩa sục khí (Metcalf & Eddy, 2003): AORT=SORTβ(C-CLCs 20.1,024T-20.α.F ở đây: AORT = Lượng oxy cần thiết trong điều kiện thực tế, kg/d; SORT = Lượng oxy cần thiết ở điều kiện chuẩn nước sạch ở 20oC và DO = 0 mg/l = 4937,56 kg/d; C = Nồng độ DO bão hòa trung bình trong nước sạch ở nhiệt độ T và độ cao H so với mực nước biển, mg/l; CL = Nồng độ DO cần duy trì trong bể aerobic = 2 mg/l; Cs 20 = Nồng độ DO bão hòa trong nước sạch ở 20oC và 1 atm, mg/l; T = Nhiệt độ nước thải = 25oC; F = hệ số tắc đĩa sục khí = 0,65 – 0,9, ta chọn = 0,8 β = Hệ số điều chỉnh ảnh hưởng của nồng độ muối, các hạt rắn và chất hoạt động bề mặt, có thể chọn = 0,95; α = Hệ số ảnh hưởng của cường độ sục khí và dạng hình học của bể aerobic, đối với quá trình AAO ta có thể chọn = 0,6; Theo Bảng A2 [2] Cs, 20 = 9,17 mg/l Ta lại có: C=(Cs,T, H).0,5.PdPatm H+Ot21,mg/l ở đây: Cs,T, H = Nồng độ bão hòa oxy trong nước sạch ở nhiệt độ T = 25oC và độ cao H so với mực nước biển = 8,38 mg/l (Theo Bảng A2[2]); Pd = Áp suất cột nước ở độ sâu của đĩa sục khí, kPa; Patm H = Áp suất khí quyển ở độ cao H so với mực nước biển = 101,325 kPa; Ot = Phần trăm nồng độ oxy thoát khỏi bể aerobic = 21%(1−% O2 bị hấp thụ) Đĩa sục khí đặt ở độ sâu D = 4,5 m, do đó: Pd=Patm H+D.9,8=101,325+4,5.9,8=145,425 kPa % O2 bị hấp thụ = 5 – 14 %, và thường được chọn = 8%, cho nên Ot = 19%. Ta được: C=8,38.0,5.145,425101,325+1921=9,8 mg/l và AOTR=4937,56.0,95.9,8-29,17.1,02425-20.0,6.0,8 AOTR=2156,27kgd=89,84 kg/h Đối với hệ thống đĩa sục khí cho bọt khí nhỏ, mịn có thể chọn công suất hòa tan oxy vào nước thải tính theo g O2/m3 không khí, ở độ sâu ngập nước d = 1 m theo Trịnh Xuân Lai (2007) wO2=7 g O2m3air.m Công suất hòa tan oxy vào nước thải của hệ thống đĩa sục khí tính theo g O2/m3 air ở độ sâu D = 4,5 m: WO2=wO2.D=7.4,5=31,5 g O2m3air Lượng không khí cần cấp cho bể aerobic: Qair=AOTRWO2=89,84.10331,5=2852 m3airh Hình 2. 9. Đĩa sục khí Ví dụ chọn loại đĩa sục khí thương mại Type HD 270 của hãng BIBUS có các kích thước A = 270 mm, B = 30 mm, C = 60 mm, Diện tích lỗ = 0,037 m2, tải trọng khí ở điều kiện thường qair = 1,5 – 7 m3 air/h và ở chế độ cao tải đạt tới qair max = 10 m3 air/h. Hình 2. 10. Đặc tuyến đĩa sục khí Chọn tải trọng làm việc của đĩa sục khí trên qair = 5 m3 air/h. Số đĩa sục khí cần thiết: n=Qairqair=28525=570 Bố trí các đĩa sục khí theo dạng ô lưới trên toàn bộ đáy bể aerobic. Hình 2. 11. Sơ đồ bố trí đĩa sục khí Bố trí 3 máy thổi khí vào bể aerobic, 2 máy thổi khí làm việc 24h/ ngày còn 1 máy thổi khí dự phòng. Năng suất mỗi máy thổi khí Qi = Qair/2 = 2852/2 = 1426 m3 air/ h. Ống dẫn khí có thể bằng ống thép không gỉ, ống nhựa PE hay ống nhựa gia cường bằng sợi thủy tinh chụi được sự thay đổi nhiệt độ. Tốc độ chuyển động của không khí trong ống dẫn khí và qua hệ thống phân phối khí 10 – 15 m/s, qua lỗ phân phối khí 15 – 20 m/s. Tổng tổn thất thủy lực gồm: (i) Tổn thất do ma sát và tổn thất cục bộ trên đường ống dẫn khí tùy theo phương án bố trí đường ống dẫn khí, tạm tính ≤ 200 mm H2O và (ii) các dạng tổn thất thủy lực khác [2]: Bộ lọc không khí = 50 – 380 mm H2O; Bộ giảm thanh của máy nén khí ly tâm = 50 – 400 mm H2O; Van kiểm tra = 50 – 380 mm H2O; Đĩa sục khí = 75 – 650 mm H2O (theo biếu đồ SOTE, Headloss – qair của loại đĩa sục khí Type HD 270 đã lựa chọn cho bởi hãng BIBUS (Hình ) thì tổn thất thủy lực của đĩa sục khí = 25 kPa = 25/101,325 = 0,247 m H2O = 247 mm H2O); Nhiễm bẩn (tắc) đĩa sục khí = 150 – 250 mm H2O; Độ sâu của nước thải trong bể aerobic = 4,5 m = 4500 mm Các dạng tổn thất thủy lực khác kể trên tùy thuộc vào loại máy thổi khí và loại đĩa sục khí được chọn và cho bởi hãng sản xuất. Áp lực cần thiết của máy thổi khí = ∑ tổn thất thủy lực , tạm tính = 1000 + 4500 = 5500 mm H2O = 5,5 m H2O = 5,5/10,34 = 0,532 atm. Công suất của mỗi máy thổi khí tính theo quá trình nén đoạn nhiệt: Pw=w.R.T29,7.0,283.e.P2P10,283-1 Trong đó: Pw = Công suất yêu cầu của mỗi máy thổi khí, kW; w = Lượng không khí cần thiết = Qair.ρair,25/4 = 2852.1,185/2 = 1690 kg/h = 0,47 kg/s; R = Hằng số khí = 8,314 kJ/kmol.K; T = Nhiệt độ tuyệt đối của không khí đầu vào = 273 + 25 = 298 K; P1 = Áp suất không khí đầu vào = 1 atm; P2 = Áp suất không khí đầu ra = 1 + 0,532 = 1,532 atm; e = Hiệu suất của máy thổi khí = 0,7 – 0,9. Do đó: Pw=0,47.8,314.29829,7.0,283.0,8.1,53210,283-1=22,22 kW Như vậy hệ thống máy thổi khí cho bể aerobic gồm 2 máy thổi khí làm việc liên tục trong ngày và 1 máy thổi khí dự phòng, công suất 22,22 kW (~30 hp), năng suất đạt 1426 m3 air/ h và cột áp 5,5 m. Chúng ta có nhận xét chi phí năng lượng cho cấp khí rất lớn, có thể chiếm 50 – 65% năng lượng ròng cần cho hệ thống xử lý nước thải. Tính toán khuấy trộn cho bể anoxic và bể anaerobic: Cường độ khuấy trộn trong các bể anoxic và anaerobic có ảnh hưởng lớn tới hiệu quả của quá trình khử P sinh học và quá trình denitrate hóa. Nếu các bể này được khuấy trộn không đầy đủ thì có thể tạo ra sự ngắn mạch (short-circuiting) và giảm hiệu quả, và nếu năng lượng khuấy trộn quá lớn thì dẫn đến sự xáo động mặt nước và cuốn theo oxy. Cánh khuấy chìm chân vịt và máy khuấy chìm turbine thường được sử dụng để khuấy trộn trong các bể anoxic và anaerobic. Chúng có khả năng duy trì bùn hoạt tính chuyển động lơ lửng mà tiêu tốn ít năng lượng nhất. Theo WEF năng lượng khuấy trộn cần thiết 4 – 20 W/m3 (0,15 – 0,75 hp/1000 ft3) . Số lượng và vị trí lắp đặt các máy khuấy là quan trọng và chúng ta nên tham khảo tư vấn của hãng sản xuất ra chúng. So sánh 2 loại thiết bị khuấy thì thấy rằng cánh khuấy chìm chân vịt cần tốc độ quay và năng lượng khuấy trộn lớn hơn so với máy khuấy chìm turbine. Ngoải ra, cánh khuấy chìm chân vịt hoạt động như cánh quạt, năng lượng khuấy trộn được lan truyền và mở rộng ra xa và như thế dễ xuất hiện vùng chết phía sau, còn máy khuấy chìm turbine làm việc với tốc độ cao sẽ sinh ra xoáy nước và oxy dễ dàng khuyếch tán và nước. Một điểm nữa là chi phí đầu tư cho máy khuấy chìm turbine có thể lớn hơn do cần có cầu treo. Thực tế máy khuấy chìm turbine được khuyến khích hơn. Đối với máy khuấy chìm turbine năng lượng khuấy trộn không nên lớn hơn 13 W/m3 (0,5 hp/ 1000 ft3) và nếu cần thiết sẽ thiết kế các vách ngăn đứng để dập xoáy nước. Trong trường hợp thiết kế với mỗi bể anoxic/ anaerobic ta chọn 3 máy khuấy chìm turbine cho 3 ngăn và năng lượng khuấy trộn thiết kế 10 W/m3. Công suất mỗi máy khuấy turbine chìm cho bể anoxic: =10.4,5.5,6.5,6=1411,2 W~ 2 hp Công suất mỗi máy khuấy chìm turbine cho bể anaerobic: =10.4,5.5.5= 1125 W=1,5 hp Hình 2. 12. Các kiểu khuấy trộn bể anoxic Thiết kế đập chảy tràn nước thải: Nước thải được thiết kế cho tự chảy giữa các bể anaerobic/ anoxic/ aerobic và giữa các ngăn bể anaerobic/ anoxic qua đập chảy tràn kiểu đỉnh rộng (Hình 2.13 ) có cửa chảy tràn hình chữ nhật. Theo thiết kế cụm bể anaerobic/anoxic/ aerobic như trên ta có thể thiết kế chung một đập chảy tràn cho tất cả. Để giảm tốn thất áp lực giữa chảy tràn ta chọn tốc độ nước thải chảy tràn thấp và thiết kế đập chảy tràn dài hơn. Hình 2. 13. Đập chảy tràn đỉnh rộng Chọn tốc độ nước thải chảy tràn v = 0,3 m/s Tiết diện ngang của cửa chảy tràn: Aw=Qv=0,1160,3=0,55 m2 Chọn chiều dài đập chảy tràn = chiều dài (chiều rộng) mỗi ngăn bể anaerobic Lw = 5 m Chiều cao đập chảy tràn: Hw = Aw/Lw = 0,55/5 = 0,11 m. 2. 1. 6. Bể lắng thứ cấp Số bể lắng thứ cấp = n = 4 Thiết kế bể lắng sơ cấp kiểu lắng đứng, tiết diện ngang hình tròn. Theo Mackenzie L. David (2010) tải trọng bề mặt của bể lắng thứ cấp được lấy tùy theo công nghệ xử lý trước đó ví dụ lọc sinh học, aeroten truyền thống, aeroten làm thoáng kéo dài, mương oxy hóa,….Và, đối với bể lắng thứ cấp nước thải sau xử lý sinh học N, P có thể lấy OR = 1 m3/m2.h. Tiết diện ngang (không kể ống trung tâm) của bể lắng thứ cấp: A=0,25.QOR=0,25.4171=104,25 m2 Đường kính (không kể ống trung tâm): D=4Aπ=4.104,25π=11,52 m Đường kính ống trung tâm thường chọn bằng 10 – 20% D, tức là d = 1,15 – 2,3 m. Vậy ta có thể chọn d = 1,5 m. Kiểm tra tải trọng bề mặt của bể lắng thứ cấp ở lưu lượng nước thải sinh hoạt cực đại: ORmax=0,25.675104,25= 1,62 m3m2.h ORmax trong phạm vi khuyến cáo 1,7 – 2,7 m3/m2.h Kiểm tra tải trọng bùn của bể lắng thứ cấp ở lưu lượng nước thải sinh hoạt thiết kế và khi lớn nhất: SLR=0,251+RQXA=0,25.1+0,5.417.3500.10-3104,25=5,25 kgm2.h SLRmax=0,25(1+R)QmaxA=0,25.1+0,5.675.3500.10-3104,25=8,5kgm2.h Xem xét tải trọng bùn của bể lắng thứ cấp cũng nằm trong phạm vi khuyến cáo đối với hệ thống xử lý vi sinh nước thải giàu N và P vào khoảng 5 – 8 kg/ m2.h khi lưu lượng trung bình và có thể đến 9 kg/ m2.h khi lưu lượng lớn nhất. Đối với hệ thống xử lý sinh học N và P cần chú ý P được giải phóng ra từ sinh khối, đặc biệt là ở đáy bể lắng thứ cấp nên cần thiết kế giải pháp hạn chế điều này, ví dụ tăng chiều cao vùng lắng sao cho nước không bị chảy ngược qua lớp bùn. Nói cách khác P giải phóng từ sinh khối sẽ quay về bể anaerobic theo bùn hoạt tính tuần hoàn hoặc thải boe theo bùn dư chứ không theo nước đầu ra (Lê Văn Cát, 2007). Chiều cao vùng lắng được lựa chọn thích hợp với đường kính vùng lắng. Theo Mackenzie L. David (2010) với D < 12 m thì có thể chọn H = 3 m. Dung tích bể lắng sơ cấp: ∀=A.H=104,25.3=312,75 m3 Thời gian lưu thủy lực của bể lắng thứ cấp: HRT=∀Q=312,750,25.417=3 h Chọn chiều cao dự trữ = 0,3 m. Chiều cao phần chóp đáy có độ dốc i = 2% hướng về tâm: =i.D+d2=0,02.11,52+1,52=0,13 m Chiều cao phần chứa bùn thứ cấp = 1,5 m. Chiều cao bể lắng = 3 + 0,3 + 0,13 + 1,5 = 4,93 m. Chiều cao bể lắng thiết kế phù hợp với chiều cao thích hợp của bể lắng thứ cấp = 4,3 – 5,5 m (Lê Văn Cát, 2007). Hình 2.14. Bể lắng thứ cấp 2. 1. 7. Bể khử trùng Khử trùng nước thải là bước cuối cùng trong xử lý nước thải bằng phương pháp sinh học bậc 2 nhằm mục đích phá hủy, tiêu diệt các loại vi khuẩn, virus gây bệnh chưa được khử bỏ trong các quá trình xử lý nước thải trước đó. Có nhiều tác nhân khử trùng như các hợp chất của clo (Cl2, NaOCl, Ca(OCl)2 , ozone, tia UV. Trong trường hợp thiết kế khử trùng nước thải bằng clo, clo là tác nhân phổ biến nhất và có ý nghĩa về kinh tế trong vận hành. Đối với khử trùng nước thải nồng độ clo dư phải đảm bảo 0,5 – 1 mg/l sau thời gian tiếp xúc xác định và thời gian tiếp xúc không được ít hơn 15 phút ở lưu lượng lớn nhất. Thiết kế 4 bể tiếp xúc để dự phòng. Dung tích bể tiếp xúc: ∀=0,25.Qmax.τ ở đây Qmax = 675 m3/h, τ = thời gian tiếp xúc ở lưu lượng lớn nhất, theo TCVN 7957:2008 ta chọn τ = 30 phút = 0,5 h. Do đó: ∀=0,25.675.0,5=83,4 m3 Chiều cao bể H = 2 m Bề mặt bề tiếp xúc: A=∀H=83,42=42,2 m2 Theo Metcalf & Eddy (2003) bể tiếp xúc làm việc ở chế độ đẩy, khuyến cáo tỷ lệ chiều dài: chiều rộng L:W ít nhất = 20:1 hoặc tốt hơn = 40:1. Ta chọn L:W = 40:1 Chiều rộng bể: W=AL:W0,5=42,2400,5=1,03 m Chiều dài bể: L=40.1,03=41,2 m Hình 2. 14. Bể tiếp xúc Theo [9] liều lượng clo cần thiết để khử trùng nước thải sau quá trình bùn hoạt tính 2 – 8 mg/l. Giả sử chọn liều lượng clo C = 5 mg/l. Lượng clo yêu cầu ở lưu lượng nước thải trung bình: qcl2=Q.C=10000.5=50000 gd=50 kg/d Lượng clo yêu cầu ở lưu lượng nước thải lớn nhất: qCl2max=Qmax.C=16200.5=81000gd=81 kg/d Theo TCVN 7957:2008 trong quá trình vận hành liều lượng clo sẽ được điều chỉnh sao cho dư lượng clo sau bể tiếp xúc không nhỏ hơn 1,5 mg/l. 2. 1. 8. Bể nén bùn trọng lực Một trong những vấn đề quan trọng trong vận hành nhà máy xử lý nước thải là quản lý bùn thải sinh ra. Việc làm tăng nồng độ bùn thải và giảm thể tích bùn thải giúp nâng cao tính kinh tế cho hoạt động tái chế, đốt hay chôn lấp bùn thải về sau. Bể nén bùn trọng lực được sử dụng rất phổ biến để thực hiện nhiệm vụ trên. Ngoài ra còn có thể dùng máy ly tâm hay bể tuyển nổi khí hòa tan (DAF) để nén bùn. Trong trường hợp thiết kế bể nén bùn trọng lực kiểu bể lắng radian để nén hỗn hợp bùn sơ cấp và bùn hoạt tính dư. Số bể nén bùn trọng lực = 2. Hình 2. 15. Bể nén bùn trọng lực Bể nén bùn trọng lực có thể nén hỗn hợp bùn sơ cấp và bùn thứ cấp từ nồng độ bùn khô 2,5 – 4% lên đến 4 – 7%. Hiệu quả xử lý SS của bể lắng sơ cấp 50 – 65% (theo tính toán ở trước là 63,05%). Tuy nhiên, thường lấy hiệu suất của bể lắng sơ cấp = 60% để ước tính lượng bùn sơ cấp khô: G1=QηSSSS=10000.0,6.375=2250000gd=2250 kg/d Theo Trịnh Xuân Lai (2007) khối lượng riêng nước bùn sơ cấp = 1020 kg/m3, nồng độ bùn sơ cấp khô = 5%. Lưu lượng bùn sơ cấp: =22501020.0,05=44,12 m3d Tổng lượng bùn sơ cấp khô và bùn thứ cấp khô có thể tính theo: G=Q.0,8.SS+0,3.BOD5.10-3,kgd=10000.0,8.375+0,3.406,25.10-3=4218,75 kg/d Lượng bùn thứ cấp: G2=G-G1=4218,75-2250=1968,75 kg/d Cũng theo Trịnh Xuân Lai (2007) khối lượng riêng nước bùn thứ cấp = 1005 kg/m3, nồng độ bùn thứ cấp khô = 1 %. Lưu lượng nước bùn thứ cấp: =1968,751005.0,01=196 m3/d Tổng lưu lượng nước bùn: V1=44,12+196=240,12m3d=10m3h Khối lượng riêng của PRI + WAS = 1000+4(TSS%) – 1000+6(TSS%), kg/m3, giả sử = 1010 kg/m3. Nồng độ bùn khô của PRI + WAS: =4218,751010.240,12=0,0174=1,74 % Theo Biosolids Treatment Process PRI + WAS có thể được bể nén bùn trọng lực nén đến nồng độ bùn khô ~ 5 %. Bề mặt mỗi bể nén bùn trọng lực: A=GsML,m2 ở đây ML = tải trọng bùn kg/m2.h được chọn tùy theo loại bùn đưa vào bể nén bùn trọng lực, đối với hỗn hợp bùn sơ cấp và bùn thứ c