Tóm tắt Luận án Nghiên cứu phát triển công nghệ yếm khí cao tải tuần hoàn nội - Ic (internal circulation)

sinh ra để tuần hoàn nước. Đây chính là ưu thế làm cho IC có hiệu quả xử lý cao trong khi lại tiêu thụ ít năng lượng hơn (vì không dùng bơm tuần hoàn). Để nghiên cứu chế tạo thành công hệ IC, điểm mấu chốt là cần nghiên cứu chế tạo các cơ cấu tự tuần hoàn không cần năng lượng bên ngoài (bơm tuần hoàn), sử dụng quá trình kéo nước bằng khí tự sinh để tuần hoàn hỗn hợp bùn và nước thải. Hiện nay, các tài liệu hướng dẫn thiết kế hệ UASB tương đối phổ biến nhưng tài liệu về các kỹ thuật tuần hoàn nước như IC được công bố rất ít. Ví dụ, trong cuốn chuyên khảo mới nhất về công nghệ sinh học xử lý nước thải “Handbook of Biological Wastewater Treatment, 2012” [5] có tới 14 ví dụ tính thiết kế hệ UASB kèm lời giải chi tiết mà không có ví dụ nào về các hệ tiên tiến kiểu EGSB và IC. Do vậy, để thúc đẩy ứng dụng hệ IC ở Việt Nam cần phải có các nghiên cứu để xác định các thông số cơ bản phục vụ việc thiết kế và chế tạo thiết bị. Luận án này tập trung mô phỏng quá trình tuần hoàn nội (khí kéo nước) để xác định: (i) lượng nước (QN) được kéo lên bởi mỗi 2 lượng khí (QK); và (ii) khả năng khuấy trộn của khí sinh ra và nước tuần hoàn. Từ đó, tính toán cơ cấu tuần hoàn trong hệ IC. Trong luận án cũng trình bày kết quả thử nghiệm chế tạo mô hình hệ IC quy mô phòng thí nghiệm nhằm xác định năng lực xử lý của hệ IC khi vận hành hệ thống với nước thải chăn nuôi lợn. Mục tiêu nghiên cứu Nghiên cứu ứng dụng hệ xử lý yếm khí tuần hoàn nội (IC) trong xử lý nước thải giàu hữu cơ, cụ thể là: (i) Xác lập quan hệ giữa các thông số thiết kế thường dùng (ví dụ: tải lượng, tốc độ nước dâng) với các thông số thiết kế hệ IC (ví dụ: kích thước ống lên, chiều cao vùng phản ứng). (ii) Xác định mối tương quan giữa tải lượng và năng suất xử lý của hệ yếm khí IC trong trường hợp NTCNL. (iii) Xác định khả năng khuấy trộn trong hệ bằng khí sinh ra. (iv) Xác định giá trị các thông số (chiều cao thiết bị, chiều cao vùng phản ứng, đường kính thiết bị, kích thước ống lên) phục vụ thiết kế hệ yếm khí IC. Nội dung nghiên cứu Nội dung 1: Thực nghiệm xác định tỷ lệ K bằng lượng nước được kéo lên bởi mỗi lượng khí (K) ở các mức ngập nước (H1), chiều cao xả nước (H2) và tiết diện ống dẫn lên thay đổi, độ nhớt và khối lượng riêng xác định của dung dịch. Nội dung 2: Thiết lập phương trình biểu diễn mối liên hệ giữa K=QN/QK với các thông số: mức ngập nước (H1), chiều cao xả nước (H2), tiết diện ống dẫn lên (S) ở độ nhớt và khối lượng riêng xác định của dung dịch. Nội dung 3: Chế tạo và vận hành hệ IC với nước thải chăn nuôi lợn nhằm xác định năng suất xử lý của hệ IC. 3 Nội dung 4: Tính toán khả năng khuấy trộn của khí sinh ra và nước tuần hoàn để xác định các thông số thiết kế hệ IC. CHƯƠNG I: TỔNG QUAN Trong lĩnh vực công nghệ vi sinh xử lý nước thải, động học của phản ứng phân hủy yếm khí nói riêng và các phản ứng vi sinh nói chung tuân theo phương trình Monod [12]: 𝑟𝑠𝑢 = 𝑘.𝑆 𝐾𝑆+𝑆 𝑋 (1.1) Trong đó: rsu = tốc độ tiêu thụ cơ chất (chất ô nhiễm), g/m3/ngày k = tốc độ tiêu thụ cơ chất riêng tối đa, g cơ chất/g VSS/ngày X = nồng độ sinh khối (vi khuẩn), g VSS/m3 S = nồng độ cơ chất (quyết định tốc độ), g/m3 Ks = hằng số bán bão hòa = nồng độ cơ chất mà ở đó tốc độ tiêu thụ cơ chất riêng bằng 50% tốc độ tiêu thụ cơ chất riêng tối đa, g/m3 Theo phương trình (1.1), tốc độ phản ứng (xử lý) tỷ lệ thuận với tốc độ riêng tối đa k (trong quá trình XLYK là hoạt tính tạo metan riêng - SMA (Specific Methanogenic Activity)) và nồng độ vi sinh X trong hệ phản ứng. Muốn giảm thể tích thiết bị phải tăng X. Các kỹ thuật phản ứng mới muốn có năng suất xử lý cao phải đồng thời giải quyết được các yêu cầu: tăng X nhưng không thất thoát mất vi sinh và tiếp xúc vi sinh/nước thải tốt (khuấy trộn). Các thiết bị phản ứng “cao tải” (high - rate) thế hệ mới (AC, AF, UASB, FB, EGSB, IC, . . .) sẽ giải quyết được các vấn đề này. 4 Kỹ thuật tuần hoàn nội IC Kỹ thuật IC bắt đầu từ bằng sáng chế của Vellinga (1986) [54]. Thành phần cấu tạo cơ bản của hệ xử lý tuần hoàn nội gồm hệ phân bố nước đầu vào, cơ cấu tuần hoàn nội, vùng phản ứng cao tải ở phía dưới và vùng phản ứng tải lượng thấp (làm sạch sâu) nằm ở phía trên (Hình 1.4). Hình 1. 1. Sơ đồ nguyên lý hệ IC [48] Thiết bị phản ứng kiểu IC có dạng như hai bồn UASB chồng lên nhau, thường là hình trụ có chiều cao khoảng 20 m, tỷ lệ giữa chiều cao và đường kính nằm trong khoảng giá trị 2,3 – 8. Cấu trúc của bộ phận phân phối dòng vào có dạng hình nón, dòng tuần hoàn nội hướng từ trên xuống vào vị trí chóp nón theo phương tiếp tuyến, tạo thành dòng chảy xoáy khi hòa trộn với dòng vào trong cấu trúc hình nón. Bên trên hệ phân bố dòng vào là vùng phản ứng cao tải với lớp hạt vi sinh giãn nở. Vùng phản ứng cao tải kéo dài cho tới tận phía dưới của bộ tách khí thứ nhất, chiếm 55 – 65% chiều cao của cột nước và tầng hạt vi sinh cũng có thể chiếm trọn chiều cao của nó (bộ 5 tách khí thứ nhất có chiều cao khoảng 2m). Phần lớn chất hữu cơ được chuyển hóa ở khoang này, khí biogas được sinh ra được thu gom nhờ bộ tách pha thứ nhất và dẫn lên qua ống lên 1 (riser). Khi dòng khí chuyển động lên sẽ cuốn theo nước và bùn (gas-lift) từ vùng phân hủy cao tải lên khoang tách khí-lỏng 3, khí tách ra, vi sinh và nước được dẫn trở lại vào bộ phân phối. Nước thải sau khi thoát khỏi vùng cao tải chỉ còn chứa phần nhỏ lượng chất ô nhiễm vào vùng xử lý sâu (vùng trên), khoang này đóng vai trò như một hệ xử lý thứ cấp và thực hiện tiếp quá trình chuyển hóa chất hữu cơ, khí sinh ra cũng được thu gom nhờ bộ tách pha thứ hai và cũng thực hiện quá trình gas-lift giống như khoang thứ nhất. Ở tầng một của IC, tốc độ nước dâng có thể lên tới trên 20 m/h, khi tổ hợp hạt bùn-biogas va chạm với bộ tách pha K/L/R ở tốc độ cao thì hiệu quả tách khí sẽ cao hơn. Điểm nổi bật của kỹ thuật IC là mật độ vi sinh rất cao và do đóng góp của dòng tuần hoàn nội nên tốc độ dòng chảy ngược rất lớn, cộng với việc dòng khí sinh ra lớn (do tốc độ chuyển hóa cao) làm tăng cường khả năng khuấy trộn của hệ. Dòng tuần hoàn nội có tính chất tự điều chỉnh: nồng độ cơ chất cao sinh ra lượng khí lớn kéo theo lưu lượng lớn của dòng tuần hoàn, tăng khả năng khuấy trộn và pha loãng dòng vào. Như vậy, để tăng cường khuấy trộn, khác với các trường hợp AF, FB, EGSB phải dùng bơm tuần hoàn thì trong IC động lực để khuấy trộn bao gồm thành phần: (1) dòng nước vào, (2) biogas phát sinh do phân hủy yếm khí, (3) dòng nước tuần hoàn do airlift (khi khởi động sẽ phải dùng bơm và khi đó ta có (4) dòng lỏng do bơm tuần hoàn. Trong IC, biogas phát sinh từ quá trình phân hủy yếm khí 6 COD là động lực khuấy trộn quan trọng nhưng mức độ phát sinh biogas lại phụ thuộc vào VLR và khả năng chuyển hóa của vi sinh [19] [55]. Cơ chế dâng (cuốn theo) dòng nước nhờ dòng khí (airlift) là nguyên tắc hoạt động của thiết bị phản ứng kiểu khí dâng nước (airlift reactor – ALR). ALR gồm một ống dâng nước (riser), một đường khí cấp khí vào ống dâng nước và một đường xuống (downcomer). Khí sinh ra được gom về đáy ống đặt ngập trong nước, khi chuyển động lên trên sẽ giãn nở ra (do giảm áp suất và khối lượng riêng) và gây tác động tương tự như vậy đối với nước trong ống, dẫn tới nước chảy ngược lên theo và kéo theo dòng nước xung quanh cùng chảy ngược thành dòng như bơm khí nâng (airlift). CHƯƠNG II: ĐỐI TƯỢNG, PHẠM VI VÀ PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU 2.1. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu Đối tượng nghiên cứu Kỹ thuật tuần hoàn nội IC, mô hình airlift và nước thải chăn nuôi lợn. Phạm vi nghiên cứu - Mô hình airlift với chiều sâu ngập nước của ống lên 2,85 m và chiều cao xả nước 50 cm. - Xử lý yếm khí nước thải từ trang trại chăn nuôi lợn kiểu chuồng ướt bằng hệ IC có thể tích hữu ích 30 lít. Quy mô phòng thí nghiệm 2.2. Phương pháp nghiên cứu 2.2.1. Thực nghiệm xác định K = QN/QK. 7 Hình 2. 1. Sơ đồ hệ thí nghiệm xác định K Thí nghiệm được tiến hành bằng cách đưa các lượng không khí xác định QK vào đáy ống dẫn khí đi lên qua ống lên T1 theo chiều thẳng đứng, thay đổi các yếu tố: (i) chiều cao mức ngập nước H1, (ii) chiều cao xả nước H2, và (iii) đường kính trong của ống d. Hỗn hợp khí-nước được dẫn sang ống xuống T2 có đường kính d’ (d’ > d), khí thoát ra theo đầu hở phía trên ống T2, lượng nước do khí kéo lên QN được thu ở thùng thu nước và định lượng theo phương pháp cân khối lượng nước thu được trong một khoảng thời gian xác định. 2.2.2. Thiết lập phương trình biểu diễn liên hệ giữa các thông số thiết kế hệ airlift và các thông số vận hành-lưu lượng nước và tỷ lệ khí/nước Phương trình này được thiết lập dựa vào các số liệu thu được từ thực nghiệm, kết hợp với các phương trình, số liệu đã công bố trong các tài liệu và các chương trình máy tính. 8 Trước hết, dựa vào định luật bảo toàn năng lượng. Để có thể thực hiện được quá trình khí kéo nước thì năng lượng của khí (chính là thế năng của khí- Etk) phải đủ để thực hiện các quá trình sau: - Đẩy được nước lên độ cao xả nước H2 ở tiết diện ống lên xác định (Thế năng của nước ở độ cao H2- Etn). - Tạo dòng chuyển động của hỗn hợp khí-nước (Động năng của hỗn hợp khí-nước trong ống- Ed). - Tổn thất do lực ma sát của dòng chảy với ống lên ở mức động năng của hỗn hợp- Ett. (Etn + Ed + Ett) = η.Etk (2.3) Trong đó, E biểu diễn bằng J/s. Từ các biểu thức tính Etn, Ed, Ett và Etk (với K = QN/QK) kết hợp với các phương trình trên và sử dụng chương trình Excel để thiết lập phương trình và tìm giá trị của K. 2.2.3. Phương pháp tìm mô hình thực nghiệm thống kê. Qua phân tích điều kiện thí nghiệm xác định K, ta thấy K là một hàm số của các thông số QK, H1, H2 và d. Vận tốc khí vk được xác định bằng cách lấy lưu lượng khí Qk chia cho tiết diện ống S: )4/.(. 22 d Q R Q S Q v kkk k     (2.4) Khi đó, thay hai đại lượng QK và d bằng vận tốc khí vK ta có hàm biểu diễn K như sau: 𝐾 = 𝑓(𝑣𝐾 , 𝐻1, 𝐻2) (2.5) Sử dụng ngôn ngữ lập trình Fortran để tìm mô hình thực nghiệm. 9 2.2.4. Thực nghiệm xử lý nước thải chăn nuôi lợn Hình 2. 2. Sơ đồ hệ IC thí nghiệm xử lý nước thải chăn nuôi Mục tiêu thí nghiệm: Xác định được năng lực xử lý của hệ IC với NTCNL và lượng khí sinh ra khi chuyển hóa mỗi lượng cơ chất (tính theo COD). 2.2.5. Tính công suất và cường độ khuấy trộn trong vùng phản ứng từ lượng biogas phát sinh . 𝑃𝑏𝑖𝑜𝑔𝑎𝑠 = 𝑝𝑎′𝑉𝑏𝑖𝑜𝑔𝑎𝑠𝑙𝑛 ( 𝑝𝑏𝑖𝑜𝑔𝑎𝑠,ℎ𝑖 𝑝𝑎′ ) (2.16 b) hi = H + a – (i – i/2), m (2.17) Sơ đồ tính P như sau: 10 Hình 2. 5. Các thành phần khuấy trộn trong hệ IC 11 CHƯƠNG III: KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN 1. Kết quả xác định K 1.1. Kết quả thí nghiệm Theo đó, lượng nước thu được trên mỗi lượng khí cấp vào (K = QN/QK) phụ thuộc vào vận tốc khí (v), mức ngập nước (H1) và chiều cao xả nước (H2): Hình 3. 1. Xu hướng sự thay đổi giá trị của K và QN (tại H1 = 285 và 185 cm) - K tăng khi (i) Vận tốc khí (vk = QK/S) trong ống giảm và/hoặc (ii) tỷ lệ H’ = H1/H2 tăng (mức ngập nước H1 tăng hoặc chiều cao xả nước H2 giảm); Giá trị K lớn nhất (Kmax = 7,2) đạt được trong các thí nghiệm là tại H1 = 285 cm; H2 = 10 cm (H’ = 28,5) và v = 291 m/h (Hình 3.6). Giá trị K nhỏ nhất (Kmin = 1,66) đạt được trong các thí nghiệm là tại H1 = 185 cm, H2 = 50 cm (H’ = 3,7) và v = 1456 m/h (Hình 3. 6). Lượng nước thu được (QN) tăng khi (i) Vận 12 tốc khí tăng; và/hoặc (ii) H1 tăng (hoặc H2 giảm) – tỷ lệ H’ = H1/H2 tăng. - QK tăng khi vk tăng thì dù K giảm nhưng QN vẫn tăng tức là K giảm theo QK nhưng tốc độ giảm chậm hơn theo hàm hyperbol. 1.2. Phương trình biểu diễn liên hệ giữa các thông số thiết kế hệ airlift và các thông số vận hành-lưu lượng nước và tỷ lệ khí/nước. Dựa vào định luật bảo toàn năng lượng để biểu diễn mối quan hệ giữa lượng nước được khí kéo lên, phụ thuộc vào: (i) Tiết diện S của ống lên T1; (ii) chiều sâu ngập nước H1; và (iii) chiều cao xả nước (H2) - (hàm K(H1, H2, d1)). Phương trình bảo toàn năng lượng: Etn + Ed + Ett - ηEtk = 0 (3.1) Etk là thế năng của khí [88]: )1ln( 1 a aktk P gH PQE   (3.2) Etn là thế năng của nước: 2 gHQE Ntn  (3.3) Ed là động năng của hỗn hợp khí-nước trong ống: 2 2 2 )( S QQQ E KNN d   (3.5) Ett là tổn thất năng lượng do trở lực dòng chảy [89]: dtt E d HH E )7,0( 21    (3.6) 0,7 là hệ số trở lực đi qua nón thu vào trong ống. 25,0 Re 3164,0  (3.7) 13 Chỉ số Re [89]: Re = ρ.v.dtl/μ (3.8) dtl = 2.(S/π)0,5.(1-1/(K+1)0,5) (3.9) Thay các biểu thức tương ứng ở trên vào phương trình (3.1) ta được: 0 11 1 ) 1 (1535,0 )1ln()1(85,0 4 875,12175,025,075,0 1 2 2 2      KS K K d HH Q P gH PKK S Q gH K a a k      (3.10) Giải phương trình (3.10) ta tìm được ẩn số K. Vế trái đồng biến với K nên dễ dàng tìm nghiệm bằng phương pháp đồ thị hoặc dùng các chương trình máy tính để giải phương trình. Ở đây, sử dụng phương pháp phân tích tối ưu (hàm What-if Analysis) bằng cách dịch chuyển kết quả (Goal-seek). Mức độ tin cậy (phù hợp) của phương trình 3.10 được đánh giá bằng cách tính phần trăm sai số (K) giữa giá trị K thu được từ thực nghiệm (Ktn) và K tính từ phương trình (3.11) ở cùng điều kiện thí nghiệm: %100. K K K t韓h tnt韓h K  (3.11) 1.3. Đánh giá sự phù hợp của phương trình đề xuất Số liệu thống kê trong tổng số 270 kết quả thí nghiệm có 254/270 (94.07%) số liệu thí nghiệm có sai số dưới 10%. Như vậy có thể thấy rằng phương trình đề xuất phù hợp với kết quả thí nghiệm và là cơ sở để tính toán hệ số K phụ thuộc vào vận tốc khí (v) mức ngập nước (H1) cũng như chiều cao đẩy (H2) ở các tiết diện ống (S). 14 1.4. Đánh giá sự thay đổi của K khi tăng tiết diện ống lên Để làm rõ ảnh hưởng của tiết diện ống lên, thực nghiệm được tiến hành với tiết diện của ống lên T1 là 4,45 cm2 (lớn hơn 2,16 lần) và 15,76 cm2 (lớn hơn 7,65 lần) tại H1 = 285 cm và H2 = 50 cm. Bảng 3. 1. Giá trị của K với tiết diện ống lên S = 4,45 cm2 QK (lít/phút) 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 vk (m/h) 270 337 405 472 539 607 674 Ktn 3.60 3.60 3.70 3.66 3.40 3.29 3.12 Ktính 3.70 3.577 3.451 3.327 3.207 3.093 2.985 (K (%) 2.85 -0.63 -6.73 -9.02 -5.67 -5.95 -4.34 Bảng 3. 2. Giá trị của K với tiết diện ống lên S = 15,76 cm2 QK (lít/phút) 5 6 vk (m/h) 190 228 Ktn 4.40 4.00 Ktính 4.03 3.98 (K (%) -5.95 -4.34 Các kết quả này cho thấy hoàn toàn có thể sử dụng phương trình (3.10) để tính K cho trường hợp tiết diện ống tăng hơn nữa. 1.5. Sự thay đổi của K theo độ nhớt và khối lượng riêng a. Sự thay đổi của K khi độ nhớt tăng Các loại nước thải được coi là rất giàu hữu cơ thì hàm lượng cũng chỉ đến vài chục nghìn mg/l. Thực tế là thành phần hữu cơ lớn nhất trong phần lớn các nước thải giàu hữu cơ là carbonhyđrat. Giả thiết nước thải là dung dịch đường sucroza (phân tử khối = 342 g/mol; COD = 384 g/mol). Với hàm lượng đường sucroza 30 g/L tương ứng với COD = 30*384/342 = 33,7 g/L = 33.700 mg/L. 15 Kết quả tính toán cho thấy, giá trị của K giảm không đáng kể. Chẳng hạn, K ở H1 = 285 và H2 = 50 cm, khi độ nhớt tăng thì K285-50 giảm gần như tuyến tính, mức giảm khoảng 1; 1,8 và 3,8% ứng với mức độ nhớt tăng 8,2; 14,4 và 33,3% (hay 30; 50 và 100 g đường sucroza). Hình 3. 7. Sự thay đổi giá trị của K ở các độ nhớt khác nhau Hình 3. 8. Độ giảm giá trị của K ở các giá trị độ nhớt khác nhau 3.1.4.2. Sự thay đổi của K khi khối lượng riêng của dung dịch tăng Trong thực tế, với mật độ bùn thường gặp trong các bồn xử lý yếm khí cao tải thường ở mức 20-40 kg/m3 (tối đa là 80 kg VSS/m3) và khối lượng riêng của bùn yếm khí hoạt tính ở mức 1,00-1,05 g/mL [4] thì khối lượng riêng tối đa của hỗn hợp bùn-nước yếm khí tối đa tính ở 25oC khoảng 999 kg/m3, so với 997 kg/m3 của nước thì độ chênh chỉ ở mức 0,2%. Như vậy, các số hạng trong phương trình (3.10) liên quan đến khối lượng riêng chỉ sai ở mức  0,2%. Với tỷ trọng ρ = 1050 thì mức giảm K từ 0,4 đến 0,02% ứng với vk tăng từ 291 đến 1456 m/h. Sai lệch này không lớn nên có thể bỏ qua và hoàn toàn có thể sử dụng nước thay vì hỗn hợp phản ứng trong tính toán tiếp theo. 16 Hình 3. 9. Sự thay đổi giá trị của K khi tăng khối lượng riêng Hình 3. 10. Mức giảm của K khi khối lượng riêng tăng 1.6. Lựa chọn mô hình biểu diễn Sử dụng kỹ thuật phù hợp hay không phù hợp (fitting) trong Excel để biểu diễn xu hướng sự thay đổi giá trị của K phụ thuộc vk, H1 và H2. Tính K theo các hàm biểu diễn, tính sai số giữa K thu được với Ktn ta được kết quả là hàm bậc 2 phù hợp nhất. Với lựa chọn hàm bậc 2 và sử dụng “NGÔN NGỮ LẬP TRÌNH FORTRAN” để tìm “MÔ HÌNH TOÁN” ta thu được phương trình sau: K = 7,889 – 5,534.vk + 0,4.H1 – 13,597.H2 – 0,604.vk.H1 + 6,478.vk.H2 + 0,711.H1.H2 + 1,613.vk2 + 0,08.H12 + 3,786.H22. (3.19) Kết quả tính K bằng phương trình (3.19) cho thấy sai số trung bình cho tổng số 253 kết quả là 3,95% với R2 = 0,977. Kết quả này cho thấy có thể sử dụng phương trình (3.19) để tính K cho các trường hợp vk, H1 và H2 thay đổi và tiết diện ống thay đổi. 17 2. Kết quả vận hành hệ IC với NTCNL 2.1. Mối quan hệ giữa năng suất và hiệu suất xử lý với tải lượng Tổng hợp các kết quả thí nghiệm trên ta có kết quả về mối quan hệ giữa năng suất và hiệu suất xử lý với OLR đưa vào hệ và được thể hiện trên Hình 3.16 và Hình 3.17. Hình 3. 16. Tải lượng CODvào, CODra và hiệu suất xử lý Các kết quả cho thấy khi tổng tải lượng hữu cơ (OLRtổng) vào hệ nằm trong khoảng từ 7 - 10,12 kg/m3/ngày hệ hoạt động ổn định nhất, hiệu suất xử lý đạt cao nhất đạt trên 82%, trung bình ở giai đoạn ổ định đạt 75%. Khi tải lượng vượt qua 10 kg/m3/ngày thì giá trị NSXL và HSXL thu được giảm, tải lượng càng lên cao giá trị NSXL càng tản mạn và độ hồi quy của đường biểu diễn mối quan hệ giữa OLR và NSXL càng kém, hệ số hồi quy đạt khá thấp. 18 Hình 3. 17. Mối quan hệ giữa năng suất với tải lượng COD đầu vào 2.2. Diễn biến lưu lượng biogas trong hệ IC Hình 3.23. Diễn biến lưu lượng khí biogas sinh ra trong hệ IC Hiệu suất sinh khí cũng tăng dần từ khi tải lượng đầu vào tăng dần, giá trị tối đa đạt được là 64,6%, giá trị trung bình trong giai đoạn ổn định đạt 55%. Phần metan trong biogas tăng dần khi tăng tải lượng đầu vào, giá trị trung bình của phần metan trong biogas là 59%. 19 3. Tính toán khả năng khuấy trộn do khí biogas sinh ra Giả sử: Tải lượng từ 10 đến 30 kgCOD/m3/ngày; hệ IC có tiết diện 1m2; và hiệu suất chuyển hóa COD trung bình 80%. Bảng 3. 16. Cường độ và công suất khuấy trộn do khí biogas sinh ra COD-CH4, kg/d 8 12 16 20 25 V-CH4, m 3/d, đktc 2,8 4,2 5,6 7 8,75 V-biogas, m3/d, đktc 4,308 6,462 8,615 10,769 13,462 Qbiogas, m 3/s 4,99.10-5 7,5.10-5 1.10-4 1,2.10-4 1,4.10-4 TRƯỜNG HỢP 1: H = 12; i = 1 đến 8  hi = 12,5 đến 5,5 pbiogas = (10.33+hi)*g, kPa 223,21 203,65 184,10 164,55 154,77 Pbiogas, trung bình, kW/m 3 0,0031 0,0046 0,0061 0,0077 0,0096 W/m3 3,072 4,607 6,143 7,679 9,599 �̅�, 1/s 58,75 71,95 83,08 92,89 103,85 TRƯỜNG HỢP 2: H = 20, i = 1 đến 14  hi = 20,5 đến 7,5 pbiogas = (10.33+hi)*g, kPa 301,42 281,87 262,32 242,76 232,99 Pbiogas, trung bình, kW/m 3 0,0009 0,0037 0,0074 0,0111 0,0129 Quy ra W/m3 7,389 11,083 14,777 18,472 23,090 �̅�, 1/s 91,11 111,59 128,86 144,07 161,07 W/m3 = do nước tuần hoàn 0.26 0.40 0.53 0.66 0.82 Kết quả tính theo Bảng 3.16 cho thấy với mức tải lượng đầu vào từ 11 đến 34,4 kgCOD/m3 và hiệu suất chuyển hóa COD đạt 80% thì lượng khí biogas sinh ra đạt từ 2,99 đến 9,35 lít/m3/phút. Xét trường hợp 1: Công suất sinh ra do dòng khí biogas là từ 3,07 đến 9,60 W/m3 (COD chuyển hóa khoảng 23 kg/m3/ngày). Xét trường hợp 2: Công suất sinh ra từ cùng lượng khí tăng lên rất nhiều so với trường hợp 1 và đạt từ 7,38 đến 23,09 W. Như vậy, với cùng mức chuyển hóa COD như nhau (lượng khí sinh ra như nhau) thì chiều cao phản ứng đóng vai trò quyết định trong việc khuấy trộn bằng khí tự sinh. Ngòai ra để đạt được mức khuấy trộn mạnh trong hệ cũng cần năng suất chuyển hóa cần đạt trên 20 kg/m3/ngày. Năng lượng khuấy trộn do khí tạo ra chiếm khoảng 96%, dòng nước tuần hoàn chỉ chiếm khoảng 3,4%. 20 4. Tính thông số công nghệ hệ IC Các giả thiết chấp nhận: - Nguồn nước thải có lưu lượng 300, 500 và 1000 m3/ngày; COD trong nước đầu vào là 4 g/L; hiệu suất xử lý cần đạt 80%; - Mật độ bùn vi sinh khi lắng = 35 kg/m3; Hoạt tính vi sinh = 0,75 kgCOD/kgVSS/ngày; Bảng 3. 17. Thông số công nghệ của hệ IC ở các năng suất xử lý khác nhau Lưu lượng, m3/ngày 300 500 1000 Tải lượng COD, kg/ngày 1200 2000 4000 CODrem được xử lý, kg/ngày 960 1600 3200 Vbiogas sinh ra khi chuyển hóa 1 kg COD, m3/kg ở đktc = 0,538 Vbiogas, m3/ngày 516 861 1722 Lượng bùn hoạt tính cần, kg VSS 1280 2133 4267 Thể tích bùn Vbùn cần có (= 35 kg/m3), m3 36,57 60,95 121,90 Thể tích vùng giãn nở (Vgn): lấy bằng Vbùn, m3 36,57 60,95 121,90 Thể tích phản ứng tầng 1 (V1), m3 73,14 121,9 243,8 Tải thể tích tính theo V1, kg/m3/ngày 16,4 16,4 16,4 Thể tích phản ứng tầng 2 (V2) = 1/2V1, m3 36,57 60,95 121,9 Tổng thể tích thiết bị, m3 109,7 182,9 365,7 Trường hợp 1: Tỷ lệ chiều cao/đường kính H/D: 6  Đường kính thiết bị D, m 2,86 3,39 4,27  Chiều cao thiết bị H, m 17 20 26 Chiều cao phản ứng tầng 1 (0,65 H) 11,14 13,21 16,64 Chiều cao xả nước, m 0,6 0,6 0,6 Giả sử hiệu suất xử lý ngăn dưới 90% 0,9 --> lượng khí sinh ra ngăn dưới, m3/d 464,8 774,7 1549,4 Quy ra m3/h 19,4 32,3 64,6 Từ vùng vận tốc khí trong ống cho K lớn chọn đường kính ống lên K tính từ phương trình 3.10: 5,08 5,16 5,90 21 Tổng lượng nước đc kéo lên, m3/h 98,4 166,6 380,9 Tốc độ dâng nước (m/h): Do dòng tuần hoàn 15,37 18,51 26,66 Do nước đầu vào 1,95 2,31 2,92 Tổng tốc độ dâng nước khoang dưới, m/h 17,32 20,82 29,58 Trường hợp 2: Tỷ lệ chiều cao/đường kính H/D = 4  Bán kính thiết bị R, m 1,63 1,94 2,44  Đường kính thiết bị D, m 3,27 3,88 4,88  Chiều cao thiết bị H, m 13 16 20 --> Chiều cao phản ứng tầng 1 (0,65 H) 8,50 10,08 12,70 K tính từ phương trình 3.10: 5,08 5,17 5,90 Tổng lượng nước đc kéo lên, m3/h 98,4 166,9 380,9 Tốc độ dâng nước (m/h): Do dòng tuần hoàn 11,73 14,15 20,35 Do nước đầu vào 1,49 1,77 2,23 Tổng tốc độ dâng nước khoang dưới, m/h 13,22 15,92 22,57 Kết quả từ Bảng 3.17 cho thấy, sự tham gia của cơ cấu airlift và tỷ lệ H/D tác động rất lớn đến tốc độ dâng nước trong hệ. Tốc độ nước dâng do dòng tuần hoàn tạo nên chiếm trên 90% và để đạt tốc độ dâng nước cao thì tỷ lệ H/D là rất quan trọng. Nâng cao được năng suất xử lý thì giảm được tỷ lệ H/D. 22 KẾT LUẬN, KIẾN NGHỊ Kết luận 1) Từ kết quả xác định Ktn, đã chứng minh được phương trình (3.10) cho các kết quả tính ngoại suy phù hợp: 0 11 1 ) 1 (1535,0 )1ln()1(85,0 4 875,12175,025,075,0 1 2 2 2      KS K K d HH Q P gH PKK S Q gH K a a k      (3.10) 2) Trên cơ sở số liệu thực nghiệm và sử dụng ngôn ngữ lập trình FORTRAN đã đề xuất phương trình kinh nghiệm (3.19) phù hợp để tính K. Đây là cơ sở để phát triển theo hướng mô hình hóa cho tương lai. 2 2 2 1 2 212 121 .786,3.08,0.613,1..711,0..478,6 ..604,0.597,13.4,0.534,5889,7 HHvHHHv HvHHvK kk kk   (3.19) 3 Từ K tính từ phương trình (3.10) ta tính được các đại lượng để thiết kế IC sau:  (i) Tiết diện ống lên từ lượng biogas phát sinh; (ii) Chiều sâu ngập nước H1 và chiều cao xả nước H2; và (iii) Chiều cao và đường kính phù hợp để đạt K lớn. Ba yếu tố này quan hệ tương hỗ đến kết quả tính K.  Tốc độ nước dâng trong ngăn dưới của IC khi có dòng tuần hoàn nội. 4) Từ các kết quả định lượng khả năng khuấy trộn của khí nội sinh, dòng tuần hoàn và kết quả tính toán các thông số thiết kế hệ IC ta có các kết luận sau: 23  Năng lượng khuấy trộn P/V (W/m3) trong IC chủ yếu là do biogas tự sinh (chiếm khoảng 96 %), vì vậy OLR khi thiết kế cần đủ lớn (khoảng 20 kg/m3/ngày).  Chiều cao thiết bị (liên quan đến H1) và chiều cao vùng phản ứng càng lớn thì P/V càng cao. Chiều cao thiết bị cần đạt khoảng 20m ở OLR 20 kg/m3/ngày. 5) Từ các kết quả nghiên cứu xử lý nước thải chăn nuôi lợn bằng hệ IC ta có các kết luận sau:  Hiệu suất xử lý NTCNL bằng hệ IC với bùn bông đạt được trên 80% với tải lượng CODTổng đầu vào tới 10 kg/m3/ngày.  Ảnh hưởng của cặn lơ lửng (SS) trong nước thải đầu vào đến sự ổn định của hệ IC là rất lớn, cần có biện pháp tiền xử lý để giảm SS trong nước thải đầu vào. Kiến nghị Để phát huy vai trò của công nghệ XLYK cao tải, làm chủ công nghệ từ tính toán thiết kế chế tạo tới vận hành hệ IC cần có các nghiên cứu bổ sung tiếp theo, cụ thể là:  Nghiên cứu tạo nhanh bùn hạt và vận hành hệ thống từ bùn bông trong IC.  Đ