Oczyszczanie wody

Wstęp

Niniejsze ćwiczenie projektowe jest próbą zrealizowania koncepcji zakładu oczyszczania wody powierzchniowej, która zostanie przeznaczona do zaopatrzenia miasta w wodę zdatną do picia.

Temat otrzymany przez studenta III-ego roku Inżynierii Środowiska, …, od prowadzącego zajęcia …, zawiera analizę wody nr 7. W zakres ćwiczenia projektowego wchodzi:

• dobór układu technologicznego oraz układu urządzeń,

• obliczenia:

• technologiczne,

• urządzeń do oczyszczania wody,

• gospodarki wodno-ściekowe,

• wykonanie rysunków:

• dobór uziarnienia drugiej warstwy filtru-wykres,

• plan sytuacyjny w skali 1 : 500,

• przekrój przez układ oczyszczania wody w skali $1:\frac{100}{500}$.

_______________

Wykorzystane materiały:

• notatki własne z wykładu „Oczyszczanie wody i ścieków”,

• „Podstawy projektowe systemów oczyszczania wód”, A. L. Kowal, J. Maćkiewicz
  i M. Świderska-Bróz, Oficyna Wydawnicza PWr, Wrocław 1998.

1. Dobór układu technologicznego oraz układu urządzeń.

Na podstawie analizy fizyko-chemiczno-biologicznej wody, która została zawarta w temacie jaki otrzymałem do zrealizowania, ustaliłem układ technologiczny i układ urządzeń niezbędnych do prawidłowego oczyszczenia wody powierzchniowej. Ten z kolei został zatwierdzony na wstępie przez prowadzącego zajęcia.

• układ technologiczny:

Woda Woda

surowa oczyszczona

1 – ujęcie wody powierzchniowej

2 – koagulacja

3 – sedymentacja

4 – filtracja

5 – dezynfekcja

• układ urządzeń:

Woda Woda

surowa oczyszczona

1. Obliczenia technologiczne.

W zakładach do oczyszczania wody powierzchniowej, ważnymi substancjami są koagulanty, wapno oraz substancje stosowane do dezynfekcji.

1. Wyznaczenie wielkości dawek reagentów.

Orientacyjne dawki poszczególnych reagentów wyliczono na podstawie empirycznych wzorów podanych poniżej wraz z obliczeniami dla rozpatrywanego przypadku.

1. Koagulant (uwodniony siarczan glinu Al₂(SO₄)₃ • 18H₂O).

Wyznaczam wielkość dawki koagulantu do usuwania:

• mętności:

$$D = 7\sqrt{M},\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$$

gdzie: D - dawka koagulantu uwodnionego, $\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

M - mętność, M = 17 ÷ 30[NTU].

$$D = 7\sqrt{17} \approx 28,9\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$$

$$D = 7\sqrt{30} \approx 93,1\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$$

• barwy:

$$D = \left( 6 \div 8 \right)\sqrt{B,}\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$$

gdzie: D - dawka koagulantu uwodnionego, $\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

B - barwa, $B = 21 \div 38\left\lbrack \frac{\text{g\ Pt}}{m^{3}} \right\rbrack$.

$$D = 8\sqrt{21} \approx 36,7\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$$

$$D = 8\sqrt{38} \approx 49,3\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$$

Dawkę koagulantu przyjmuję najwyższą z powyżej wyliczonych przeze mnie wartości odnośnie usuwania przez koagulant barwy i mętności, tj. $D_{\text{koag.}} = 93,1\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$.

1. Wapno.

Wyznaczam dawkę wapna, którą zastosuje się przed koagulacją:

zas.M < W • D_koag. + 0, 7

gdzie: zas.M - naturalna zasadowość wody, $zas.M = 3,3\left\lbrack \frac{\text{val}}{m^{3}} \right\rbrack$,

W - współczynnik określający jednostkowe zużycie zasadowości naturalnej wody w procesie hydrolizy koagulantu, W = 0, 0090,

D_koag. - dawka koagulantu uwodnionego, $D_{\text{koag.}} = 93,1\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$.

3, 3 < 0, 0090 • 93, 1 + 0, 7

3, 3 < 1, 54

W związku z tym, że nierówność nie jest spełniona, oznacza to, że przed koagulacją nie potrzeba dodawać wapna. Związane jest to z wystarczająco wysoką naturalną zasadowością wody, która umożliwia całkowitą hydrolizę dawkowanego koagulantu.

Natomiast po procesie koagulacji dawką $D_{\text{koag.}} = 93,1\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$ , niezbędna jest dawka wapnia do związania chemicznego powstałego dwutlenku węgla agresywnego.

Parametry wody surowej:

• pH = 6, 8,

• $zas.M = 3,3\left\lbrack \frac{\text{val}}{m^{3}} \right\rbrack = 165,0\left\lbrack \frac{\text{g\ Ca}\text{CO}_{3}}{m^{3}} \right\rbrack$.

• Z nomogramu równowagi węglanowo-wapiennej wyznaczyłem zawartość dwutlenku węgla:

• wolnego $\text{CO}_{2w} = 53,0\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$,

• przynależnego $\text{CO}_{2p} = 10,0\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$,

• agresywnego $\text{CO}_{2a} = \text{CO}_{2w} - \text{CO}_{2p} = 53,0 - 10,0 = 43,0\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$.

Korzystając z jednostkowych wskaźników zmiany zas.M oraz zawartości CO₂ wyznaczyłem:

• obniżenie zas.M wody, które wynosi:

$zas.M = 0,45 \bullet 93,1 = 41,9\left\lbrack \frac{\text{g\ Ca}\text{CO}_{3}}{m^{3}} \right\rbrack$,

• zwiększenie zawartości CO_2w:

${CO}_{2w} = 0,4 \bullet 93,1 = 37,2\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2w}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$.

Woda po koagulacji będzie zawierać zwiększoną zawartość wolnego dwutlenku węgla CO_2w w ilości wynoszącej:

$$\text{CO}_{2w} = 53 + 37,2 = 90,2\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2w}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

a zasadowość M natomiast wynosi:

$$zas.M = 165 - 41,9 = 123,1\left\lbrack \frac{\text{g\ Ca}\text{CO}_{3}}{m^{3}} \right\rbrack$$

Dla nowej zasadowości M z nomogramu równowagi węglanowo-wapniowej wyznaczyłem zawartość dwutlenku węgla przynależnego, która wynosi $\text{CO}_{2p} = 3,8\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2p}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$. Wówczas ilość dwutlenku węgla agresywnego będzie wynosić:

$$\text{CO}_{2a} = \text{CO}_{2w} - \text{CO}_{2p} = 90,2 - 3,8 = 86,4\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2a}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

Obecną w wodzie, po procesie koagulacji, ilość agresywnego dwutlenku węgla należy usunąć. Uzyskuje się to przez dodanie do wody wapna, które reaguje z agresywnym dwutlenkiem węgla, zgodnie z równaniem:

2CO_2a + CaO + H₂O = Ca(HCO₃)₂

Wymaganą do związania CO_2a ilość wapna obliczyłem metodą kolejnych przybliżeń.

Przybliżenie 1:

Zakładam, że wiążę $\text{CO}_{2} = 60,5\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2a}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$. Ilość wapna wyznaczam z powyższej reakcji, z której wynika, że na 1 mol CaO przypadają 2 mole CO_2a, czyli na

56g CaO przypada 88g CO_2a

x g CaO przypada 60, 5g CO_2a

_______________________________

$$x = \frac{56 \bullet 60,5}{88} = 38,5\left\lbrack \frac{\text{g\ CaO\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

Po dodaniu wyznaczonej ilości wapna do wody nastąpi wzrost zas.M, który wynosić będzie:

$$zas.M = \frac{38,5}{28} \bullet 50 = 68,8\left\lbrack \frac{\text{g\ Ca}\text{CO}_{3}}{m^{3}} \right\rbrack$$

Wówczas nowa zasadowość M wody po dodaniu wapna wyniesie:

$$\text{zas.}M^{'} = 123,1 + 68,8 = 191,9\left\lbrack \frac{\text{g\ Ca}\text{CO}_{3}}{m^{3}} \right\rbrack$$

Dla zas.M^′ z nomogramu równowagi węglanowo-wapniowej wyznaczono zawartość:

$$\text{CO}_{2p}^{'} = 16\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2p}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

Sprawdzenie zawartości agresywnego dwutlenku węgla po dodaniu wapna:

CO_2a^′ = CO_2w − CO₂zwiazany − CO_2p^′

$$\text{CO}_{2a}^{'} = 90,2 - 60,5 - 16 = 13,7\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2a}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

Przybliżenie 2:

Zakładam, że wiążę $\text{CO}_{2} = 70\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2a}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$. Ilość wapna wyznaczam z powyższej reakcji, z której wynika, że na 1 mol CaO przypadają 2 mole CO_2a, czyli na

56g CaO przypada 88g CO_2a

x g CaO przypada 70g CO_2a

_______________________________

$$x = \frac{56 \bullet 70}{88} = 44,5\left\lbrack \frac{\text{g\ CaO\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

Po dodaniu wyznaczonej ilości wapna do wody nastąpi wzrost zas.M, który wynosić będzie:

$$zas.M = \frac{44,5}{28} \bullet 50 = 79,5\left\lbrack \frac{\text{g\ Ca}\text{CO}_{3}}{m^{3}} \right\rbrack$$

Wówczas nowa zasadowość M wody po dodaniu wapna wyniesie:

$$\text{zas.}M^{''} = 123,1 + 79,5 = 202,6\left\lbrack \frac{\text{g\ Ca}\text{CO}_{3}}{m^{3}} \right\rbrack$$

Dla zas.M^″ z nomogramu równowagi węglanowo-wapniowej wyznaczono zawartość:

$$\text{CO}_{2p}^{''} = 19\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2p}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

Sprawdzenie zawartości agresywnego dwutlenku węgla po dodaniu wapna:

CO_2a^″ = CO_2w − CO₂zwiazany − CO_2p^″

$$\text{CO}_{2a}^{''} = 90,2 - 70 - 19 = 1,2\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2a}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

Pozostała ilość dwutlenku węgla $\text{CO}_{2a}^{''} = 1,2\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2a}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$ jest $< 2,0\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2a}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$, dlatego też związanie $70\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{CO}_{2a}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$ usunie korozyjny charakter wody.

1. Chlor.

Dawka substancji stosowanych do chlorowania:

D_Cl2 = (0,1÷0,3) + 0, 79 • Utl.

gdzie: D_Cl2 - dawka chloru, $\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Cl}_{2}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$,

Utl. - chemiczne zapotrzebowanie na utlenialność (50% utlenialności), $Utl. = 9,5\left\lbrack \frac{\text{g\ }O_{2}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$.

$$D_{\text{Cl}_{2}} = 0,2 + 0,79 \bullet 0,5 \bullet 9,3 = 3,9\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Cl}_{2}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$$

1. Zapas i wydatek reagentów.

Maksymalne dobowe zużycie reagenta w postaci produktu technicznego:

$$M_{\text{d\ max}} = Q_{\text{d\ max}} \bullet D_{\max} \bullet f,\ \left\lbrack \frac{\text{kg}}{d} \right\rbrack$$

gdzie: M_{d max} - maksymalne dobowe zużycie reagenta w postaci produktu technicznego, $\left\lbrack \frac{\text{kg}}{d} \right\rbrack$,

Q_{d max} - maksymalna dobowa wydajność stacji uzdatniania wody, $Q_{\text{d\ max}} = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

D_max - maksymalna dawka reagenta w postaci czystej i ewentualnie bezwodnej,
ustalona na podstawie badań technologicznych, $\left\lbrack \frac{\text{kg}}{m^{3}} \right\rbrack$,

f - współczynnik przeliczeniowy masy reagenta w postaci chemicznie czystej i bezwodnej
na masę produktu technicznego, f = 1, 15.

Wielkość zapasu wyznacza się ze wzoru:

Z = M_{d max} • T_max,  [kg]

gdzie: Z - zapas reagentu, [kg],

M_{d max} - maksymalne dobowe zużycie reagenta w postaci produktu technicznego, $\left\lbrack \frac{\text{kg}}{d} \right\rbrack$,

T_max - wymagany czas składowania, dla dużych zakładów T_max = 30[d].

• koagulant:

$$M_{\text{d\ max}} = 26000 \bullet 93,1 \bullet 1,15 = 2783690\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{d} \right\rbrack = 2783,69\ \left\lbrack \frac{\text{kg\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{d} \right\rbrack$$

Z = 2783, 69 • 30 = 83510, 70 [kg Al₂(SO₄)₃•18H₂O]

• wapno:

$$M_{\text{d\ max}} = 26000 \bullet 44,5 \bullet 1,15 = 1330550\left\lbrack \frac{\text{g\ CaO}}{d} \right\rbrack = 1330,55\ \left\lbrack \frac{\text{kg\ CaO}}{d} \right\rbrack$$

Z = 1330, 55 • 30 = 39916, 50 [kg CaO]

• chlor:

$$M_{\text{d\ max}} = 26000 \bullet 3,9 \bullet 1,15 = 116610\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Cl}_{2}}{d} \right\rbrack = 116,61\ \left\lbrack \frac{\text{kg\ }\text{Cl}_{2}}{d} \right\rbrack$$

Z = 116, 61 • 30 = 3498, 30 [kg Cl₂]

1. Powierzchnia magazynów.

Powierzchnię magazynów wyznacza się na podstawie wzoru:

$$F = \alpha \bullet \frac{Z}{\rho_{n} \bullet h_{s}},\ \left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

gdzie: F - powierzchnia magazynu, [m²],

α - współczynnik zwiększający ze względu na transport wewnętrzny, α = 1, 23,

Z – wymagany zapas reagentu, [kg],

ρ_n - gęstość nasypowa reagentu, $\left\lbrack \frac{\text{kg}}{m^{3}} \right\rbrack$,

h_s - dopuszczalna wysokość składowania, [m].

• magazyn koagulantu:

$$F_{\text{koag.}} = 1,23 \bullet \frac{83510,70\ }{1200 \bullet 2} = 42,8\ \left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

• magazyn wapna:

$$F_{\text{CaO}} = 1,23 \bullet \frac{39916,50\ }{1000 \bullet 1,5} = 32,7\ \left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

• magazyn chloru:

Liczba butli:

1 butla przypada 45 kg

x butli przypada 3498, 30 kg

_______________________________

$$x = \frac{1 \bullet 3498,30}{45} = 77,74 \approx 78\ butli$$

F_Cl2 = 0, 5 • n • 2 + 0, 2 • (0,5•n•2) = 1, 2 • 0, 5 • n • 2 = 1, 2 • 0, 5 • 78 • 2 = 93, 6[m²]

1. Urządzenia do roztwarzania i rozdrabniania reagentów.

Poniżej przedstawiłem tok obliczeniowy mający na celu wybór urządzeń do przygotowania chemikaliów przez bezpośrednim użyciem ich w procesie oczyszczania wody powierzchniowej.

1. Zbiorniki zarobowe i roztworowe dla koagulantu.

Obliczanie objętości zbiornika zarobowego:

$$V_{1} = \frac{24 \bullet 100 \bullet Q_{g} \bullet a}{1000 \bullet 1000 \bullet b \bullet n} = \frac{0,0024 \bullet Q_{g} \bullet a}{b \bullet n},\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

gdzie: V₁ - objętość zbiornika zarobowego, [m³],

Q_g - wydajność, $Q_{g} = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

a - dawka chemikaliów, $a = 93,1\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$,

b - stężenie roztworu, b = 20%,

n - liczba zarobów w ciągu doby, n = 2.

Obliczanie objętości zbiornika roztworowego:

$$V_{2} = \frac{0,0024 \bullet Q_{g} \bullet a}{b \bullet n},\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

gdzie: V₂ - objętość zbiornika zarobowego, [m³],

Q_g - wydajność, $Q_{g} = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}\ }{d} \right\rbrack$,

a - dawka chemikaliów, $a = 93,1\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$,

b - stężenie roztworu, b = 5%,

n - liczba zarobów w ciągu doby, n = 2.

$$V_{1} = \frac{0,0024 \bullet 26000 \bullet 93,1}{20 \bullet 2} = 145,2\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

$$V_{2} = \frac{0,0024 \bullet 26000 \bullet 93,1}{5 \bullet 2} = 580,9\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

1. Zbiorniki zarobowe i roztworowe dla wapna.

W związku z dużym dobowym zużyciem wapna $M_{\text{d\ max}} = 1330,55\ \left\lbrack \frac{\text{kg\ CaO}}{d} \right\rbrack$, objętość zbiornika zarobowo-roztworowego obliczę z tych samych wzorów, z których korzystałem przy doborze takiego zbiornika dla koagulantu.

$$V_{1} = \frac{24 \bullet 100 \bullet Q_{g} \bullet a}{1000 \bullet 1000 \bullet b \bullet n} = \frac{0,0024 \bullet Q_{g} \bullet a}{b \bullet n},\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

gdzie: V₁ - objętość zbiornika zarobowego, [m³],

Q_g - wydajność, $Q_{g} = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

a - dawka chemikaliów, $a = 44,5\left\lbrack \frac{\text{g\ CaO\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$,

b - stężenie roztworu, b = 5%,

n - liczba zarobów w ciągu doby, n = 2.

Obliczanie objętości zbiornika roztworowego:

$$V_{2} = \frac{0,0024 \bullet Q_{g} \bullet a}{b \bullet n},\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

gdzie: V₂ - objętość zbiornika zarobowego, [m³],

Q_g - wydajność, $Q_{g} = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

a - dawka chemikaliów, $a = 44,5\left\lbrack \frac{\text{g\ CaO\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$,

b - stężenie roztworu, b = 5%,

n - liczba zarobów w ciągu doby, n = 2.

$$V_{1} = \frac{0,0024 \bullet 26000 \bullet 44,5}{5 \bullet 2} = 277,7\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

$$V_{2} = \frac{0,0024 \bullet 26000 \bullet 44,5}{5 \bullet 2} = 277,7\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

Na podstawie wytycznych z normy BN-71/8966-07 dobrałem dwa zbiorniki dla mleka wapiennego
o wielkości dozownika 3, oraz jeden rezerwowy.

1. Dobór chloratorów i powierzchni chlorowni.

Na podstawie $M_{\text{d\ max}} = 116,61\ \left\lbrack \frac{\text{kg\ }\text{Cl}_{2}}{d} \right\rbrack$ dobrałem 3 chlorownice (dwie pracujące + jedna rezerwowa) typu C-32(C-3), o następujących parametrach:

• $M_{\text{d\ max}} = 6000\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Cl}_{2}}{h} \right\rbrack$,

• $M_{\text{d\ min}} = 500\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Cl}_{2}}{h} \right\rbrack$.

Powierzchnia chlorowni powinna wynosić:

• magazyn podręczny – 2, 0[m²],

• przedsionek – 2, 0[m²],

• chlorownia – 3, 0[m²]

• pomieszczenie wagowe – 4, 0[m²].

________________________

powierzchnia całkowita: 11, 0[m²]

1. Obliczenia urządzeń.

Mając już wyznaczone obliczenia technologiczne, następnym krokiem jest dobór parametrów urządzeń, które zastosowałem przy projektowaniu zakładu oczyszczania wody powierzchniowej.

1. Komora szybkiego mieszania.

Przyjąłem do dalszych obliczeń czas przetrzymania wody w wysokości t = 180[s].

• objętość komory szybkiego mieszania obliczam z wzoru:

V = Q • t,  [m³]

gdzie: V - objętość komory mieszacza, [m³],

Q - wydajność, $Q = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

t - czas przetrzymania wody, t = 180[s].

$$V = 26000 \bullet \frac{180}{24 \bullet 3600} = 54,17\left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

Przyjąłem wysokość mieszacza H = 3, 5[m]. Ponadto założyłem średnicę mieszacza cylindrycznego
w wysokości D = 3, 0[m]. Dla tej średnicy przyjąłem stosunek $\frac{d}{D} = 0,7$. Wówczas średnica mieszadła wynosić będzie d = 2, 1[m]. Dla takiej średnicy mieszadła dobrałem trzy łopatki o szerokości 0, 25[m], stąd sumaryczna powierzchnia łopatek wynosi:

f₀ = 3 • 0, 25 • 2, 1 = 1, 58[m²]

co stanowi około 10% przekroju komory.

Powierzchnię komory szybkiego mieszania obliczam ze wzoru:

$$F = \frac{V}{H},\left\lbrack m^{2} \right\rbrack\ $$

gdzie: F - powierzchnia komory szybkiego mieszania, [m²] ,

V - objętość jednej komory mieszacza, V = 54, 17[m³],

H - wysokość jednej komory szybkiego mieszania, H = 3, 5[m].

$$F = \frac{54,17}{3,5} = 15,5\left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

1. Klarownik korytarzowy.

Parametry wstępne obliczeń przyjąłem:

• wydajność $Q = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

• maksymalna zawartość zawiesin w wodzie surowej w lecie $C_{z} = 10\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

• minimalna zawartość zawiesin w wodzie surowej w zimie $C_{z}^{'} = 5\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

• barwa wody surowej latem $B = 38\left\lbrack \frac{\text{g\ Pt}}{m^{3}} \right\rbrack$,

• barwa wody surowej zimą $B = 21\left\lbrack \frac{\text{g\ Pt}}{m^{3}} \right\rbrack$,

• dawka uwodnionego siarczanu glinu wynosi:

• w okresie letnim $D_{\text{koag.}} = 93,1\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$,

• w okresie zimowym $D_{\text{koag.}} = 28,9\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$.

Stężenie zawiesin w wodzie dopływającej do klarownika wynosi:

• w okresie letnim:

$$C_{0} = C_{z} + D \bullet K + 0,25 \bullet B + N,\ \left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack\ $$

gdzie: C₀ – stężenie zawiesin w wodzie surowej dopływającej do klarownika, $\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

C_z - maksymalna zawartość zawiesin w wodzie surowej w lecie, $C_{z} = 10\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

K – współczynnik dla siarczanu glinu, K = 1,

D – dawka koagulantu, $D_{\text{koag.}} = 93,1\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$,

B – barwa wody, $B = 38\left\lbrack \frac{\text{g\ Pt}}{m^{3}} \right\rbrack$,

N – ilość nierozpuszczalnych związków w reagencie dodawanym do wody, N  =  0.

$$C_{0} = 10 + 93,1 \bullet 1 + 0,25 \bullet 38 + 0 = 112,60\ \left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$$

• w okresie zimowym:

$$C_{0}^{'} = C_{z}^{'} + D \bullet K + 0,25 \bullet B + N,\ \left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack\ $$

gdzie: C₀ – stężenie zawiesin w wodzie surowej dopływającej do klarownika, $\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

C_z^′ - maksymalna zawartość zawiesin w wodzie surowej w zimie, $C_{z}^{'} = 5\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

K – współczynnik dla siarczanu glinu, K = 1,

D – dawka koagulantu, $D_{\text{koag.}} = 28,9\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$,

B – barwa wody, $B = 21\left\lbrack \frac{\text{g\ Pt}}{m^{3}} \right\rbrack$,

N – ilość nierozpuszczalnych związków w reagencie dodawanym do wody, N  =  0.

$$C_{0}^{'} = 5 + 28,9 \bullet 1 + 0,25 \bullet 21 + 0 = 39,15\ \left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$$

3.2.1 Wymiarowanie klarownika.

Powierzchnie klarownika wyliczono ze wzoru:

$$F_{\text{kl}} = \frac{K \bullet Q}{v_{p}} + \frac{\left( 1 - K \right) \bullet Q}{\alpha \bullet v_{p}},\ \left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

gdzie: F_kl - powierzchnia klarownika, [m²],

K – współczynnik rozdziału wody między strefą klarowania a zagęszczaniem,

Q – obliczeniowa wydajność klarownika, $Q = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack = 0,3\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

v_p – prędkość przepływu wody w strefie klarowania, $\left\lbrack \frac{\text{mm}}{s} \right\rbrack$,

α - współczynnik zmniejszający prędkość przepływu wody w komorze zagęszczania.

• dla okresu letniego:

• $C_{0} = 112,60\ \left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

• $v_{p} = 0,9\left\lbrack \frac{\text{mm}}{s} \right\rbrack = 9 \bullet 10^{- 4}\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$,

• K = 0, 8,

• ∝ = 0, 9.

$$F_{\text{kl}} = \frac{0,8 \bullet 0,3}{9 \bullet 10^{- 4}} + \frac{\left( 1 - 0,8 \right) \bullet 0,3}{0,9 \bullet 0,9} = 266,7\ \left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

• dla okresu zimowego:

• $C_{0}^{'} = 39,15\ \left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$,

• $v_{p} = 0,75\left\lbrack \frac{\text{mm}}{s} \right\rbrack = 7,5 \bullet 10^{- 4}\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$,

• K = 0, 75,

• ∝ = 0, 9.

$$F_{\text{kl}} = \frac{0,75 \bullet 0,3}{7,5 \bullet 10^{- 4}} + \frac{\left( 1 - 0,75 \right) \bullet 0,3}{0,9 \bullet 7,5 \bullet 10^{- 4}} = 111,1\ \left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

Do dalszych obliczeń przyjąłem powierzchnię większą, czyli dla okresu letniego F_kl = 266, 7 [m²] = 267, 0[m²]. Parametry dobranych klarowników:

• przyjęto liczbę klarowników n = 2,

• powierzchnia każdego z nich jest równa F_klI = 134 [m²],

• szerokość komór klarowania B_k = 3, 5[m],

• szerokość strefy zagęszczania B_z = 2, 5[m],

• długość klarownika:

$$L = \frac{F_{\text{kl}_{I}}}{\left( 2 \bullet B_{k} + B_{z} \right)},\lbrack m\rbrack$$

gdzie: L - długość klarownika, [m],

F_klI - powierzchnia jednego klarownika, F_klI = 134 [m²],

B_k - szerokość komór klarowania, B_k = 3, 5[m],

B_z - szerokość strefy zagęszczania B_z = 2, 5[m].

$$L = \frac{134}{\left( 2 \bullet 3,5 + 2,5 \right)} = \frac{134}{9,5} = 14,1\lbrack m\rbrack$$

• przyjęto wysokość warstwy wody H_w = 2, 0[m],

• wysokość warstwy osadu zawieszonego H_oz = 2, 5[m],

• kąt =30.

Ilość zagęszczonego osadu odprowadzanego ze strefy zagęszczania obliczono ze wzoru:

$$P = \frac{K_{r} \bullet \left( C_{0} - C \right)}{g} \bullet 100\%$$

gdzie: P - objętość usuwanego osadu w stosunku do ilości oczyszczanej wody, %,

C₀ – ilość zawiesin w wodzie płynącej do klarownika,

C – ilość zawiesin w wodzie odpływającej z klarownika,

K_r – współczynnik uwzględniający rozcieńczenie usuwanego osadu, K_r = 1, 2,

g – średnie stężenie zawiesin w zagęszczaczu, $g = 9500\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$.

Objętość zagęszczonego osadu odprowadzanego z klarownika:

$$P^{'} = \frac{Q}{2 \bullet 100} \bullet P,\ \left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$$

• w okresie letnim:

• $C = 2,5\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$.

$$P = \frac{1,2 \bullet \left( 112,60 - 2,5 \right)}{9500} \bullet 100\% = 1,39\%$$

$$P^{'} = \frac{26000}{2 \bullet 24 \bullet 100} \bullet 1,39 = 7,53\left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$$

• w okresie zimowym:

• $C = 1\left\lbrack \frac{g}{m^{3}} \right\rbrack$.

$$P = \frac{1,2 \bullet \left( 39,15 - 1 \right)}{9500} \bullet 100\% = 0,48\%$$

$$P^{'} = \frac{26000}{2 \bullet 24 \bullet 100} \bullet 0,48 = 2,60\left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$$

Ilość osadu nadmiernego odpływającego z komory klarowania do komory zagęszczania obliczono ze wzoru:

$$Q_{\text{os}} = \left( 1 - K \right) \bullet \frac{Q}{2 \bullet n},\ \left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$$

gdzie: Q_os – ilość osadu nadmiernego odpływającego z komory klarowania do komory zagęszczania, $\left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$,

K – współczynnik rozdziału wody między strefą klarowania a zagęszczaniem,

Q – obliczeniowa wydajność klarownika, $Q = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack 1083,33\left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$,

n - ilość klarowników, n = 2.

• w okresie letnim:

• K = 0, 8.

$$Q_{\text{os}} = \left( 1 - 0,8 \right) \bullet \frac{1083,33}{2 \bullet 2} = 54,17\ \left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$$

• w okresie zimowym:

• K = 0, 75.

$$Q_{\text{os}} = \left( 1 - 0,75 \right) \bullet \frac{1083,33}{2 \bullet 2} = 67,71\ \left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$$

3.3 Hala filtrów grawitacyjnych. Rzeczywista prędkość filtracji. Prędkość filtracji przy jednym wyłączonym filtrze.

Przyjąłem założenia do dalszych obliczeń w postaci:

• wydajność $Q_{\text{dmax}} = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

• parametry części piaskowej złoża filtracyjnego dla dobranych filtrów grawitacyjnych pośpiesznych po koagulacji płukanych wodą i powietrzem:

• d₁₀ = 0, 75[mm] = 0, 75 • 10⁻³[m],

• WR = 1, 70.

3.3.1 Powierzchnia filtrów.

Powierzchnię filtrów obliczyłem ze wzoru:

$$F_{\text{filtr}} = \frac{Q_{\text{dmax}}}{24 \bullet v_{f}},\ \left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

gdzie: F_filtr - powierzchnia filtrów, [m²],

Q_dmax – maksymalna dobowa wydajność filtrów, $Q_{\text{dmax}} = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

v_f – obliczeniowa prędkość filtracji, $v_{f} = 6,5\left\lbrack \frac{m}{h} \right\rbrack$.

$$F_{\text{filtr}} = \frac{26000}{24 \bullet 6,5} = 166,7\ \left\lbrack m^{2} \right\rbrack$$

Ekonomiczna liczba filtrów n:

$$n = \frac{1}{2} \bullet \sqrt{F_{\text{filtr}}}$$

$$n = \frac{1}{2} \bullet \sqrt{166,7} = 6,45$$

Przyjąłem 8 filtrów o wymiarach 3, 5[m]x6, 0[m] o powierzchni 21, 0[m²] każdy.

3.3.2 Prędkość filtracji przy jednym filtrze wyłączonym z eksploatacji. Rzeczywista prędkość filtracji.

$$v_{n_{\text{rz}} - 1} = \frac{Q_{\text{dmax}}}{24 \bullet \left( n_{\text{rz}} - 1 \right) \bullet F_{\text{filtr}_{\text{rz}}}},\ \left\lbrack \frac{m}{h} \right\rbrack$$

gdzie: v_{nrz − 1} - prędkość filtracji przy jednym wyłączonym filtrze, $\left\lbrack \frac{m}{h} \right\rbrack$,

Q_dmax – maksymalna dobowa wydajność filtrów, $Q_{\text{dmax}} = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack$,

n_rz - rzeczywista ilość filtrów, n_rz = 8,

F_filtrrz - rzeczywista powierzchnia filtrów, F_filtrrz = 21, 0[m²].

$$v_{n_{\text{rz}} - 1} = \frac{Q_{\text{dmax}}}{24 \bullet \left( n_{\text{rz}} - 1 \right) \bullet F_{\text{filtr}_{\text{rz}}}} = \frac{26000}{24 \bullet \left( 8 - 1 \right) \bullet 21} = 7,37\left\lbrack \frac{m}{h} \right\rbrack < 7,5\left\lbrack \frac{m}{h} \right\rbrack$$

Rzeczywista prędkość filtracji natomiast będzie wynosić:

$$v = \frac{Q_{\text{dmax}}}{24 \bullet n_{\text{rz}} \bullet F_{\text{filtr}_{\text{rz}}}},\ \left\lbrack \frac{m}{h} \right\rbrack$$

$$v = \frac{Q_{\text{dmax}}}{24 \bullet n_{\text{rz}} \bullet F_{\text{filtr}_{\text{rz}}}} = \frac{26000}{24 \bullet 8 \bullet 21} = 6,45\ \left\lbrack \frac{m}{h} \right\rbrack$$

Przyjąłem:

• wysokość złoża(tzn. piasku i antracytu) H_zl = 1, 2 [m],

• wysokość warstwy podtrzymującej 0, 3 [m].

Odległość koryta popłuczyn od warstwy podtrzymującej przy założeniu 50% ekspansji wyznaczono ze wzoru:

h = H_zl • (1+eksp) + 0, 05,  [m]

gdzie: h - odległość koryta popłuczyn,[m],

H_zl - wysokość złoża, H_zl = 1, 2[m],

eksp - ekspansja złoża na poziomie eksp = 50%.

h = H_zl • (1+eksp) + 0, 05 = 1, 2 • (1+0,5) + 0, 05 = 1, 85[m]

Dla danego uziarnienia złoża przyjąłem płukanie filtru wodą i powietrzem. Ponadto dla parametrów złoża d₁₀ = 0, 75 • 10⁻³[m] i WR = 1, 70 oraz temperatury wody T = 283K, przyjąłem, na postawie monogramu, teoretyczną intensywność płukania w wysokości $q_{pl} = 18\left\lbrack \frac{\text{dm}^{3}}{m^{2} \bullet s} \right\rbrack$. Wówczas dla jednego filtra strumień popłuczyn będzie wynosić:

$$Q_{x} = q_{pl} \bullet F_{\text{filtr}_{\text{rz}}},\ \left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$$

gdzie: Q_x - strumień popłuczyn, $\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

q_pl - teoretyczna intensywność płukania, $q_{pl} = 18\left\lbrack \frac{\text{dm}^{3}}{m^{2} \bullet s} \right\rbrack$,

F_filtrrz - rzeczywista powierzchnia filtrów, F_filtrrz = 21, 0[m²].

$$Q_{x} = q_{pl} \bullet F_{\text{filtr}_{\text{rz}}} = 18 \bullet 21,0 = 0,378\ \left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$$

Przyjąłem 2 koryta popłuczyn o szerokości 0, 35[m], co wynika z poniższego wzoru na szerokość tego koryta i warunku, że nie może być ona większa niż 0, 5[m].

2 • x = 2 • 0, 49 • (Q_x)^0, 4,  [m]

gdzie: x – połowa szerokości koryta, [m],

Q_x - strumień popłuczyn, $Q_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$.

2 • x = 2 • 0, 49 • (Q_x)^0, 4 = 2 • 0, 49 • (0,378)^0, 4 = 0, 66 [m]

Dla przyjętej szerokości koryta popłuczyn 0, 35[m] i prędkości przepływu popłuczyn

$v_{popl.} = 0,6\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$, obliczyłem, mając jeszcze strumień objętości popłuczyn $Q_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ oraz sumaryczną szerokość koryt popłuczyn 2 • x = 0, 7 [m], głębokość koryta.

$$h_{\text{kor.}} = \frac{Q_{x}}{v_{popl.} \bullet 2 \bullet x},\ \lbrack m\rbrack$$

gdzie: h_kor. - głębokość koryta popłuczyn, [m],

Q_x - strumień popłuczyn, $Q_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

v_popl. - prędkość przepływu popłuczyn, $v_{popl.} = 0,6\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$,

2 • x - sumaryczna szerokość koryt popłuczyn, 2 • x = 0, 7 [m].

$$h_{\text{kor.}} = \frac{Q_{x}}{v_{popl.} \bullet 2 \bullet x} = \frac{0,378}{0,6 \bullet 0,7} = 0,9\ \lbrack m\rbrack$$

Przyjąłem kanał zbiorczy o szerokości 0, 6[m]. Odległość dna kanału od dna koryta, wyznaczyłem na podstawie poniższej zależności.

$$L = 1,73 \bullet \sqrt{\frac{Q_{x}^{2}}{g \bullet B^{2}}} + 0,2,\ \lbrack m\rbrack$$

gdzie: L - odległość dna kanału zbiorczego od dna koryta, [m],

Q_x - strumień popłuczyn, $Q_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

g - przyspieszenie ziemskie, $g = 9,81\left\lbrack \frac{m}{s^{2}} \right\rbrack$,

B - szerokość kanału zbiorczego, B = 0, 6[m].

$$L = 1,73 \bullet \sqrt{\frac{Q_{x}^{2}}{g \bullet B^{2}}} + 0,2 = 1,73 \bullet \sqrt{\frac{\left( 0,378 \right)^{2}}{9,81 \bullet \left( 0,6 \right)^{2}}} + 0,2 = 0,548\left\lbrack m \right\rbrack = 0,55\lbrack m\rbrack$$

W filtrze zastosowano drenaż grzybkowy niskooporowy. Przyjąłem liczbę grzybków w ilości $81\left\lbrack \frac{\text{szt.}}{m^{2}} \right\rbrack$ płyty drenażowej, każdy z nich ma na obwodzie 24 prostokątne szczeliny o wymiarach 10[mm]x0, 7[mm]. Powierzchnię szczelin wyliczyłem w następujący sposób:

f_g − 1 = 24 • 0, 01 • 0, 0007 = 1, 68 • 10⁻⁴[m²]

Całkowita liczba grzybków w drenażu jednego filtru N = 21, 0 • 81 = 1701szt., stąd całkowita powierzchnia szczelin wynosić będzie:

f_g − c = N • f_g − 1 = 1701 • 1, 68 • 10⁻⁴ = 0, 286[m²]

co stanowi około 1,4% powierzchni filtru.

3.3.3 Obliczanie strat ciśnienia w drenażu niskooporowym.

Ilość wody płuczącej wynosi ${Q_{pl} = Q}_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$. Prędkość wypływu wody ze szczeliny wyznaczyłem z poniższej zależności.

$$v_{1} = \frac{Q_{pl}}{f_{g - c}},\ \left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

gdzie: v₁ - prędkość wypływu wody ze szczeliny, $\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$,

Q_pl = Q_x - strumień popłuczyn, $Q_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

f_g − c - całkowita powierzchnia szczelin, f_g − c = 0, 286[m²].

$$v_{1} = \frac{Q_{pl}}{f_{g - c}} = \frac{0,378}{0,286} = 1,32\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

Straty ciśnienia obliczyłem wg wzoru zamieszczonego poniżej.

$$h = \frac{1}{h_{\text{kor.}}^{2}} \bullet \frac{v_{1}^{2}}{2 \bullet g},\ \lbrack m\rbrack$$

gdzie: h - straty ciśnienia, [m],

h_kor. - głębokość koryta popłuczyn, h_kor. = 0, 9[m],

v₁ - prędkość wypływu wody ze szczeliny, $v_{1} = 1,32\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$,

g - przyspieszenie ziemskie, $g = 9,81\left\lbrack \frac{m}{s^{2}} \right\rbrack$.

$$h = \frac{1}{h_{\text{kor.}}^{2}} \bullet \frac{v_{1}^{2}}{2 \bullet g} = \frac{1}{\left( 0,9 \right)^{2}} \bullet \frac{\left( 1,32 \right)^{2}}{2 \bullet 9,81} = 0,11\lbrack m\rbrack$$

Na podstawie wyliczonych przeze mnie strat ciśnienia, zastosowany drenaż, w filtrach grawitacyjnych, jest drenażem niskooporowym.

3.3.4 Dobór uziarnienia drugiej warstwy.

Na podstawie parametrów dla piasku dobrałem parametry odpowiednie dla antracytu według zastosowanej poniżej metodyki obliczeń.

Dane wyjściowe:

• d_{10,  piasek} = 0, 75[mm] = 0, 75 • 10⁻³[m],

• WR = 1, 70

• $\rho_{\text{piasek}} = 2,65\left\lbrack \frac{g}{\text{cm}^{3}} \right\rbrack$

• $\rho_{H_{2}O} = 1\left\lbrack \frac{g}{\text{cm}^{3}} \right\rbrack$

• $\upsilon = 1,01 \bullet 10^{- 6}\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

• $g = 9,81\left\lbrack \frac{m}{s^{2}} \right\rbrack$.

Obliczenie średnicy miarodajnej d₆₀ dla piasku:

$WR = \frac{d_{60,\ piasek}}{d_{10},\ piasek}\ \rightarrow \ d_{60,\ piasek} = WR \bullet d_{10,\ piasek} = 1,70 \bullet 0,75 \bullet 10^{- 3} = 1,28 \bullet 10^{- 3}\lbrack m\rbrack$

Mając d₁₀ i d₆₀ dla piasku, na wykresie wyznaczyłem prostą dla piasku. Dzięki temu mogłem odczytać wartość d₅ = 0, 67 • 10⁻³[m] dla tej warstwy całego złoża filtracyjnego, co oznacza, że tylko 5% piasku ulegnie wymieszaniu z drugą warstwą filtracyjną.

Obliczenie stosunku S_s dla piasku:

$$S_{s,\ piasek} = \frac{\rho_{\text{piasek}}}{\rho_{H_{2}O}} = \frac{2,65}{1} = 2,65$$

Wyliczenie czynnika średnicy:

$$\left\lbrack \frac{g \bullet \left( S_{s,\ piasek} - 1 \right)}{\upsilon^{2}} \right\rbrack^{\frac{1}{3}} \bullet d_{5,\ piasek} = \left\lbrack \frac{9,81 \bullet \left( 2,65 - 1 \right)}{\left( 1,01 \bullet 10^{- 6} \right)^{2}} \right\rbrack^{\frac{1}{3}} \bullet \left( 0,67 \bullet 10^{- 3} \right) = 16,84$$

Dzięki obliczonemu czynnikowi średnicy dla piasku, z wykresu pomocniczego odczytałem wartość czynnika prędkości dla piasku. Wynosi on 5,3.

Kolejnym krokiem było odczytanie prędkości opadania d₅ dla piasku, co było równoważne
z prędkością opadania d₉₅ dla antracytu.

$$5,3 = \frac{v_{d_{5},piasek}}{\left\lbrack g \bullet \left( S_{s,\ piasek} - 1 \right) \bullet \upsilon \right\rbrack^{\frac{1}{3}}}\ \rightarrow \ v_{d_{5},piasek} = 5,3 \bullet \left\lbrack g \bullet \left( S_{s,\ piasek} - 1 \right) \bullet \upsilon \right\rbrack^{\frac{1}{3}}$$

$$v_{d_{5},piasek} = 5,3 \bullet \left\lbrack g \bullet \left( S_{s,\ piasek} - 1 \right) \bullet \upsilon \right\rbrack^{\frac{1}{3}} = 5,3 \bullet \left\lbrack 9,81 \bullet \left( 2,65 - 1 \right) \bullet 1,01 \bullet 10^{- 6} \right\rbrack^{\frac{1}{3}} = 0,13\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack = v_{d_{95},antracyt}$$

Obliczenie stosunku S_s dla antracytu:

$$S_{s,\ antracyt} = \frac{\rho_{\text{antracyt}}}{\rho_{H_{2}O}} = \frac{1,60}{1} = 1,60$$

Czynnik prędkości dla antracytu:

$$\frac{v_{d_{95},antracyt}}{\left\lbrack g \bullet \left( S_{s,\ antracyt} - 1 \right) \bullet \upsilon \right\rbrack^{\frac{1}{3}}} = \frac{0,13}{\left\lbrack 9,81 \bullet \left( 1,60 - 1 \right) \bullet 1,01 \bullet 10^{- 6} \right\rbrack^{\frac{1}{3}}} = 7,18$$

Dzięki obliczonemu czynnikowi prędkości dla antracytu, z wykresu pomocniczego odczytałem wartość czynnika średnicy dla antracytu. Wynosi on 22,8.

Kolejnym krokiem jest wyznaczenie d₉₅ dla antracytu.

$$\left\lbrack \frac{g \bullet \left( S_{s,\ antracyt} - 1 \right)}{\upsilon^{2}} \right\rbrack^{\frac{1}{3}} \bullet d_{95,antracyt} = 22,8$$

$$d_{95,antracyt} = \frac{22,8}{\left\lbrack \frac{g \bullet \left( S_{s,\ antracyt} - 1 \right)}{\upsilon^{2}} \right\rbrack^{\frac{1}{3}}} = \frac{22,8}{\left\lbrack \frac{9,81 \bullet \left( 1,60 - 1 \right)}{\left( 1,01 \bullet 10^{- 6} \right)^{2}} \right\rbrack^{\frac{1}{3}}} = 1,27 \bullet 10^{- 3}\lbrack m\rbrack$$

Na podstawie d_{10,  piasek}, d_{60,  piasek} i d_{95,  antracyt} z wykresu odczytałem d_{10, antracyt} = 0, 46 • 10⁻³[m]
i d_{60, antracyt} = 0, 77 • 10⁻³[m] oraz obliczyłem dla tej części złoża filtracyjnego wskaźnik WR:

$$WR = \frac{d_{60,\ antracyt}}{d_{10,antracyt}} = \frac{0,77 \bullet 10^{- 3}}{0,46 \bullet 10^{- 3}} = 1,67$$

Wskaźnik WR jest, co do wartości, bardzo bliski wskaźnikowi WR dla piasku. Z założenia powinny być sobie one równe. Wszelka, niewielka, rozbieżność tych dwóch wyników wynika z wszelkich błędów
w niedokładnym odczytywaniu danych z wykresu.

1. Dobór rurociągów.

Średnicę wszystkich rurociągów dobrałem na podstawie wydajności zakładu i zalecanej prędkości przepływu wody:

$$D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q}{v \bullet \pi}},\ \lbrack m\rbrack$$

gdzie: D - średnica rurociągu, [m],

Q– maksymalna dobowa wydajność filtrów, $Q = 26000\left\lbrack \frac{m^{3}}{d} \right\rbrack = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

v - zalecana prędkość przepływu, $\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$.

• dopływ wody do ZOW:

Dane:

-$Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

-$v_{zal.} = 1,00\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$.

$$D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,30}{1,00 \bullet \pi}} = 0,62\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,60\lbrack m\rbrack$$

$$v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,30}{\left( 0,60 \right)^{2} \bullet \pi} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

• dopływ wody do mieszacza szybkiego:

Dane:

-$Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

-$v_{zal.} = 1,05\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$.

$$D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,30}{1,05 \bullet \pi}} = 0,60\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,60\lbrack m\rbrack$$

$$v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,30}{\left( 0,60 \right)^{2} \bullet \pi} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

• dopływ wody do klarownika:

Dane:

-$Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

-$v_{zal.} = 0,60\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$.

$$D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,30}{0,60 \bullet \pi}} = 0,80\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,80\lbrack m\rbrack$$

$$v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,30}{\left( 0,80 \right)^{2} \bullet \pi} = 0,60\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

• odpływ wody z klarownika:

Dane:

-$Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

-$v_{zal.} = 0,60\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$.

$$D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,30}{0,60 \bullet \pi}} = 0,80\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,80\lbrack m\rbrack$$

$$v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,30}{\left( 0,80 \right)^{2} \bullet \pi} = 0,60\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

• dopływ wody na filtry:

Dane:

-$Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$, $D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,30}{1,00 \bullet \pi}} = 0,62\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,60\lbrack m\rbrack$

-$v_{zal.} = 1,00\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$. $v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,30}{\left( 0,60 \right)^{2} \bullet \pi} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

8/8 $Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 60[m] $v_{\text{rz}} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

6/8 $Q = 0,225\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 50[m] $v_{\text{rz}} = 1,15\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

4/8 $Q = 0,15\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 40[m] $v_{\text{rz}} = 1,19\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

2/8 $Q = 0,075\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 30[m] $v_{\text{rz}} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

dla jednego przewodu: $Q = 0,0375\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 20[m] $v_{\text{rz}} = 1,19\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

• odpływ filtratu:

Dane:

-$Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$, $D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,30}{1,25 \bullet \pi}} = 0,55\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,60\lbrack m\rbrack$

-$v_{zal.} = 1,25\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$. $v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,3}{\left( 0,60 \right)^{2} \bullet \pi} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

2/8 $Q = 0,075\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 30[m] $v_{\text{rz}} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

4/8 $Q = 0,15\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 40[m] $v_{\text{rz}} = 1,19\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

6/8 $Q = 0,225\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 50[m] $v_{\text{rz}} = 1,15\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

8/8 $Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 60[m] $v_{\text{rz}} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

dla jednego przewodu: $Q = 0,0375\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$ D_norm = 0, 20[m] $v_{\text{rz}} = 1,19\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$

• dopływ wody do płukania:

Dane:

-$Q_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

-$v_{zal.} = 2,25\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$.

$$D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q_{x}}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,378}{2,25 \bullet \pi}} = 0,46\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,50\lbrack m\rbrack$$

$$v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q_{x}}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,378}{\left( 0,50 \right)^{2} \bullet \pi} = 1,93\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

• odpływ popłuczyn:

Dane:

-$Q_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

-$v_{zal.} = 2,25\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$.

$$D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q_{x}}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,378}{2,25 \bullet \pi}} = 0,46\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,50\lbrack m\rbrack$$

$$v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q_{x}}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,378}{\left( 0,50 \right)^{2} \bullet \pi} = 1,93\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

• woda czysta w sieci wodociągowej:

Dane:

-$Q = 0,30\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

-$v_{zal.} = 1,10\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$.

$$D = \sqrt{\frac{4 \bullet Q}{v \bullet \pi}} = \sqrt{\frac{4 \bullet 0,30}{1,10 \bullet \pi}} = 0,59\ \left\lbrack m \right\rbrack \rightarrow D_{\text{norm}} = 0,60\lbrack m\rbrack$$

$$v_{\text{rz}} = \frac{4 \bullet Q}{D_{\text{rz}}^{2} \bullet \pi} = \frac{4 \bullet 0,30}{\left( 0,60 \right)^{2} \bullet \pi} = 1,06\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$

1. Gospodarka wodno-ściekowa.

W zakładzie przyjąłem:

• 8 filtrów o wymiarach 3, 5x6, 0[m],

• intensywność płukania $q_{pl} = 18\left\lbrack \frac{\text{dm}^{3}}{m^{2} \bullet s} \right\rbrack$,

• czas płukania t = 15[min] = 900[s].

Założyłem, że płukanie filtrów będzie się odbywać raz na dobę. Wówczas ilość popłuczyn będzie wynosiła według poniższego wzoru:

V_pl = q_pl • n • F_filtrrz • t = 0, 018 • 8 • 3, 5 • 6, 0 • 900 = 2721, 6[m³]

Wyznaczona przeze mnie ilość popłuczyn jest równa objętości odstojników. Z uwagi na cykl pracy odstojników przyjąłem trzy takie obiekty o wymiarach:

• głębokość 2, 0[m],

• szerokość 13, 0[m],

• długość 35, 0[m].

Ilość osadów powstałych po zagęszczeniu popłuczyn obliczyłem na podstawie wzoru poniższego.

$$V_{1} = V_{pl} \bullet \frac{100 - u_{o}}{100 - u},\ \left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

gdzie: V₁ - ilość osadów powstałych po zagęszczeniu popłuczyn, [m³],

V_pl - ilość popłuczyn, V_pl = 2721, 6[m³],

u_o - uwodnienie początkowe, u_o = 99, 9%,

u - uwodnienie końcowe, u = 96, 0%.

$$V_{1} = V_{pl} \bullet \frac{100 - u_{o}}{100 - u} = 2721,6 \bullet \frac{100 - 99,9}{100 - 96,0} = 68,04\left\lbrack m^{3} \right\rbrack$$

Ilość zagęszczonych osadów z klarowników przyjąłem na poziomie:

V₂ = 24 • P^′

gdzie: V₂ - ilość osadów powstałych po zagęszczeniu z klarowników, [m³],

P^′ - objętość zagęszczonego osadu odprowadzanego z klarownika, $P^{'} = 0,075\left\lbrack \frac{m^{3}}{h} \right\rbrack$.

V₂ = 24 • P^′ = 24 • 7, 53 = 180, 72[m³]

Objętość lagun na 1 rok można wyznaczyć z wzoru:

V_lag = (V₁+V₂) • t • a, [m³] 

gdzie: V_lag - objętość lagun na 1 rok, [m³],

V₁ - ilość osadów powstałych po zagęszczeniu popłuczyn, V₁ = 68, 04[m³],

V₂ - ilość osadów powstałych po zagęszczeniu z klarowników, V₂ = 180, 72[m³],

t - czas eksploracji laguny, t = 365 [dni],

a - współczynnik zmniejszający objętość lagun ze względu na parowanie, a = 0, 3.

V_lag = (V₁+V₂) • t • a = (68,04+180,72) • 365 • 0, 3 = 27239, 22[m³]

Głębokość laguny przyjąłem 2, 5[m], dlatego powierzchnia lagun wynosi 10895, 69[m²]. Przyjąłem lagunę o wymiarach 2, 5[m]x51, 0[m]x71, 2[m], w ilości sztuk 3, które będą pracować w systemie jednorocznym.

1. Opis techniczny.

Zaprojektowałem Zakład Oczyszczania Wody. W zakładzie nastąpi cały proces technologiczny oczyszczania wody powierzchniowej. W celu jej oczyszczenia i uzdatnienia wykorzystałem następujący cykl procesów:

• koagulacja:

Koagulacja nastąpi w komorze szybkiego mieszania z mieszaczem mechanicznym, z mieszadłem łopatkowym o osi pionowej. Dobrano następujące parametry tej komory:

• powierzchnia komory: F = 15, 5[m²],

• wysokość mieszacza: H = 3, 5[m],

• średnica mieszacza cylindrycznego D = 3, 0[m],

• średnica mieszacza d = 2, 1[m],

• trzy łopatki o szerokości 0, 25[m] i całkowitej powierzchni f₀ = 1, 58[m²].

Dawki poszczególnych, wykorzystanych reagentów są następujące:

• koagulantu $D_{\text{koag.}} = 93,1\ \left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{m^{3}} \right\rbrack$,

• wapna $D_{\text{CaO}} = 44,5\left\lbrack \frac{\text{g\ CaO\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$.

Dobowe wydatki reagentów oraz ich miesięczny zapas są następujące:

• dla koagulantu $M_{\text{d\ max}} = 2783,69\ \left\lbrack \frac{\text{kg\ }\text{Al}_{2}\left( \text{SO}_{4} \right)_{3} \bullet 18H_{2}O}{d} \right\rbrack$ i Z = 83510, 70 [kg Al₂(SO₄)₃•18H₂O],

• dla wapna $M_{\text{d\ max}} = 1330,55\ \left\lbrack \frac{\text{kg\ CaO}}{d} \right\rbrack$ i Z = 39916, 50 [kg CaO].

Mając tak wielkie zapasy reagentów, zaprojektowano dla nich pomieszczenia, w których będą składowane pojemniki z koagulantem i wapnem oraz butle z chlorem:

• pomieszczenie do przechowywania zapasu koagulantu F_koag. = 42, 8 [m²],

• pomieszczenie do przechowywania zapasu wapna F_CaO = 32, 7 [m²],

• pomieszczenie do przechowywania zapasu chloru F_Cl2 = 93, 6[m²], tj. 78 butli.

Aby móc użyć reagenty w procesie oczyszczania wody powierzchniowej, niezbędne było zaprojektowanie zespołu urządzeń dla poszczególnych substancji, które by odpowiednio przygotowywały, roztwarzały, substancje przez bezpośrednim użyciem:

• urządzenia do przygotowywania koagulantu:

- zbiornik zarobowy: V₁ = 145, 2 [m³],

- zbiornik roztworowy: V₂ = 580, 9 [m³],

• urządzenia do przygotowywania wapna:

- zbiornik zarobowy: V₁ = 277, 7 [m³],

- zbiornik roztworowy: V₂ = 277, 7 [m³],

-na podstawie wytycznych z normy BN-71/8966-07 dobrałem dwa zbiorniki dla mleka wapiennego o wielkości dozownika 3, oraz jeden zapasowy.

• sedymentacja:

Proces sedymentacji przeprowadzono w klarownikach korytarzowych. Dobrałem dwa klarowniki
o następujących parametrach:

• powierzchnia klarownika: F_kl = 134[m²],

• wysokość klarownika: H_kl = 2, 5[m],

• długość klarownika: L_kl = 14, 1[m],

• szerokość komór klarowania B_k = 3, 5[m],

• szerokość strefy zagęszczania B_z = 2, 5[m],

• przyjęto wysokość warstwy wody H_w = 2, 0[m],

• wysokość warstwy osadu zawieszonego H_oz = 2, 5[m],

• kąt =30.

• filtracja:

W celu przeprowadzenia filtracji, zaprojektowano halę filtrów grawitacyjnych. Parametry filtrów są następujące:

• ilość filtrów 8,

• powierzchnia jednego filtra F_filtr = 21, 0 [m²] o wymiarach 3, 5[m]x6[m],

• wysokość złoża filtracyjnego H_zl = 1, 2[m],

• parametry złoża filtracyjnego:

- dla piasku d_{10,  piasek} = 0, 75 • 10⁻³[m], d_{60,  piasek} = 1, 28 • 10⁻³[m] i WR = 1, 70,

- dla antracytu d_{10, antracyt} = 0, 46 • 10⁻³[m], d_{60, antracyt} = 0, 77 • 10⁻³[m] i WR = 1, 67.

Podczas pracy filtrów powstają popłuczyny. Wszelkie dane odnośnie nich zawarłem poniżej:

• strumień popłuczyn $Q_{x} = 0,378\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$,

• czas płukania t = 900[s],

• dwa koryta popłuczyn o szerokości 0, 35[m],

• głębokość koryta h_kor. = 0, 9 [m],

• kanał zbiorczy o szerokości 0, 6[m],

• odległość dna kanału zbiorczego od dna koryta L = 0, 55[m].

W filtrze zastosowałem drenaż grzybkowy niskooporowy o parametrach:

• całkowita liczba grzybków przypadająca na jeden filtr N = 1701szt.,

• każdy grzybek na obwodzie ma 24 prostokątne szczeliny o wymiarach 10[mm]x0, 7[mm],

• całkowita powierzchnia szczelin wynosi f_g − c = 0, 286[m²],

• prędkość wypływu wody z szczeliny $v_{1} = 1,32\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$,

• straty ciśnienia h = 0, 11[m].

• dezynfekcja:

Do zdezynfekowania oczyszczanej wody użyłem chloru. Wszelkie parametry dezynfektanta są następujące:

• dawka chloru $D_{\text{Cl}_{2}} = 3,9\left\lbrack \frac{\text{g\ }\text{Cl}_{2}\text{\ \ }}{m^{3}} \right\rbrack$,

• dobowy wydatki i miesięczny zapas chloru $M_{\text{d\ max}} = 116,61\ \left\lbrack \frac{\text{kg\ }\text{Cl}_{2}}{d} \right\rbrack$ i Z = 3498, 30 [kg Cl₂],

• urządzenia do przygotowywania chloru: trzy chloratory typu C-32(C-3) znajdujące się
  w chlorowni-pomieszczeniu o zaprojektowanej powierzchni równej 11, 0[m²].

• gospodarka wodno-ściekowa:

Cała gospodarka wodno-ściekowa opiera się na ilości wytworzonych popłuczyn podczas filtracji
i osadów z klarowników korytarzowych. Parametry odstojników i lagun są następujące:

• trzy odstojniki o wymiarach 2, 0[m]x13, 0[m]x35, 0[m],

• trzy laguny pracujące w systemie 1-letnim, każda o wymiarze 2, 5[m]x51, 0[m]x71, 2[m].

Zestawienie rurociągów

Rurociąg	$$Q,\left\lbrack \frac{m^{3}}{s} \right\rbrack$$	$$v_{\text{rz}},\left\lbrack \frac{m}{s} \right\rbrack$$	Dnorm, [m]
Dopływ wody do ZOW	0,30	1,06	0,60
Dopływ wody do mieszacza szybkiego	0,30	1,06	0,60
Dopływ wody do klarownika	0,30	0,60	0,80
Odpływ wody z klarownika	0,30	0,60	0,80
Dopływ wody na filtry: 8/8 6/8 4/8 2/8 do pojedynczego filtra	0,30 0,225 0,15 0,075 0,0375	1,06 1,15 1,19 1,06 1,19	0,60 0,50 0,40 0,30 0,20
Odprowadzenie filtratu: 2/8 4/8 6/8 8/8 od pojedynczego filtra	0,075 0,15 0,225 0,30 0,0375	1,06 1,19 1,15 1,06 1,19	0,30 0,40 0,50 0,60 0,20
Dopływ wody płuczącej	0,378	1,93	0,50
Odpływ wody płuczącej	0,378	1,93	0,50
Woda czysta w sieci wodociągowej	0,30	0,60	1,06