Tóm tắt luận án Tiến sĩ Môi trường: Nghiên cứu phát triển công nghệ yếm khí cao tải tuần hoàn nội IC (internal circulation)

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO VIỆN HÀN LÂM KHOA HỌC

VÀ CÔNG NGHỆ VIỆT NAM

HỌC VIỆN KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ

Trần Mạnh Hải

NGHIÊN CỨU PHÁT TRIỂN CÔNG NGHỆ YẾM KHÍ CAO TẢI TUẦN HOÀN NỘI- IC (INTERNAL CIRCULATION)

Chuyên ngành: Kỹ thuật môi trường

Mã số: 9.52.03.20

TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ MÔI TRƯỜNG

Hà Nội - 2019

Luận án được hoàn thành tại :

- Phòng ứng dụng và chuyển giao công nghệ, Viện Công nghệ môi trường (IET) - Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam VAST).

- Phòng Công nghệ môi trường, Trung tâm nghiên cứu công nghệ môi trường và phát triển bền vững (CETASD) – Trường Đại học Khoa học tự nhiên (HUS). - Học viện Khoa học và Công nghệ - Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam.

Người hướng dẫn khoa học 1: PGS.TS. Cao Thế Hà

Người hướng dẫn khoa học 2: PGS.TS. Nguyễn Hoài Châu

Luận án sẽ được bảo vệ trước Hội đồng đánh giá luận án tiến sĩ cấp

Học viện, họp tại Học viện Khoa học và Công nghệ - Viện Hàn lâm

Khoa học và Công nghệ Việt Nam

vào hồi … giờ ..’, ngày … tháng … năm 2019

Có thể tìm hiểu luận án tại:

- Thư viện Học viện Khoa học và Công nghệ - Thư viện Quốc gia Việt Nam

1

MỞ ĐẦU

Trong lịch sử phát triển, có 4 loại kỹ thuật xử lý yếm khí đã được ứng dụng là: (1) bồn phản ứng khuấy trộn đều – CSTR, (2) kỹ thuật phản ứng tiếp xúc - AC, (3) kỹ thuật dòng chảy ngược qua lớp bùn yếm khí – UASB và (4) kỹ thuật tầng bùn hạt giãn nở - EGSB và kỹ thuật tuần hoàn nội - IC. Trong khoảng 40 năm trở lại đây nhiều công trình áp dụng kỹ thuật yếm khí cao tải với các thiết kế khác nhau được áp dụng [2]. Các tài liệu tham khảo cho thấy IC cùng với EGSB là 2 thiết bị xử lý yếm khí có năng suất cao nhất và tiên tiến nhất hiện nay, kỹ thuật IC có khả năng chịu tải và có năng suất cao nhất trong các kỹ thuật hiện có [3]. Do vậy tốc độ tăng trưởng của các hệ IC rất cao. Năm 1997 cả thế giới mới có 32 hệ IC, tới năm 2007 trên thế giới đã có tới 2266 hệ, đến năm 2015 ước tính số lượng các hệ yếm khí cao tải được lắp đặt đã vượt quá 4000 hệ [4].

Một đặc điểm quan trọng của các kỹ thuật xử lý vi sinh là sự khuấy trộn, tăng khuấy trộn làm tăng khả năng tiếp xúc của vi sinh vật với chất ô nhiễm nên hiệu quả chuyển hóa tăng. Các kỹ thuật UASB và EGSB sử dụng năng lượng của khí sinh ra và dòng tuần hoàn chất lỏng (bằng bơm tuần hoàn) để tăng khả năng khuấy trộn. Kỹ thuật IC sử dụng khí 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]:

𝑘.𝑆 𝐾𝑆+𝑆

(1.1) 𝑋 𝑟𝑠𝑢 =

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

khí xác định QK vào đáy ống dẫn khí đi lên qua ống lên T1

Thí nghiệm được tiến hành bằng cách đưa các lượng không 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.

(2.3) (Etn + Ed + Ett) = η.Etk

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:

(2.4)

Khi đó, thay hai đại lượng QK và d bằng vận tốc khí vK ta có

hàm biểu diễn K như sau:

(2.5) 𝐾 = 𝑓(𝑣𝐾, 𝐻1, 𝐻2)

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,ℎ𝑖 𝑝𝑎′

(2.16 b) ) 𝑃𝑏𝑖𝑜𝑔𝑎𝑠 = 𝑝𝑎′𝑉𝑏𝑖𝑜𝑔𝑎𝑠𝑙𝑛 (

(2.17) hi = H + a – (i – i/2), m

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:

(3.1) Etn + Ed + Ett - ηEtk = 0

Etk là thế năng của khí [88]:

(3.2)

Etn là thế năng của nước:

(3.3)

Ed là động năng của hỗn hợp khí-nước trong ống:

(3.5)

Ett là tổn thất năng lượng do trở lực dòng chảy [89]:

(3.6)

0,7 là hệ số trở lực đi qua nón thu vào trong ống.

(3.7)

13

Chỉ số Re [89]:

(3.8)

(3.9)

Re = ρ.v.dtl/μ dtl = 2.(S/π)0,5.(1-1/(K+1)0,5) Thay các biểu thức tương ứng ở trên vào phương trình (3.1) ta

được:

(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:

(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

2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 QK (lít/phút)

270 337 405 472 539 607 674 vk (m/h)

3.60 3.60 3.70 3.66 3.40 3.29 3.12 Ktn

3.70 3.577 3.451 3.327 3.207 3.093 2.985 Ktính

(K (%) 2.85 -5.67 -0.63 -9.02 -5.95 -4.34

-6.73 Bảng 3. 2. Giá trị của K với tiết diện ống lên S = 15,76 cm2

5 6 QK (lít/phút)

190 228 vk (m/h)

4.40 4.00 Ktn

4.03 3.98 Ktính

(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 Hình 3. 8. Độ giảm giá trị của K

K ở các độ nhớt khác nhau 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 Hình 3. 10. Mức giảm của K khi

K khi tăng khối lượng riêng 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.vk

2 + 0,08.H1

2 + 3,786.H2

(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%.

20 7 10,769 1,2.10-4

12 4,2 6,462 7,5.10-5

16 5,6 8,615 1.10-4

Bảng 3. 16. Cường độ và công suất khuấy trộn do khí biogas sinh ra COD-CH4, kg/d 25 V-CH4, m3/d, đktc 8,75 V-biogas, m3/d, đktc 13,462 1,4.10-4 Qbiogas, m3/s

8 2,8 4,308 4,99.10-5 TRƯỜNG HỢP 1: H = 12; i = 1 đến 8  hi = 12,5 đến 5,5

223,21 0,0031

203,65 0,0046

184,10 0,0061

164,55 0,0077

154,77 0,0096

pbiogas = (10.33+hi)*g, kPa Pbiogas, trung bình, kW/m3 W/m3 𝑮̅, 1/s

3,072 58,75

4,607 71,95

6,143 83,08

7,679 92,89

9,599 103,85

TRƯỜNG HỢP 2: H = 20, i = 1 đến 14  hi = 20,5 đến 7,5

301,42 0,0009

281,87 0,0037

262,32 0,0074

242,76 0,0111

232,99 0,0129

7,389 91,11

11,083 111,59

14,777 128,86

18,472 144,07

23,090 161,07

pbiogas = (10.33+hi)*g, kPa Pbiogas, trung bình, kW/m3 Quy ra W/m3 𝑮̅, 1/s W/m3 = do nước tuần hoàn

0.53

0.66

0.40

0.26 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

1000 4000

500 2000

300 1200

960 3200

1722

516 1280

2133

4267

73,14 121,9

16,4

36,57 60,95

121,9

109,7 182,9

365,7

Lưu lượng, m3/ngày Tải lượng COD, kg/ngày 1600 CODrem được xử lý, kg/ngày Vbiogas sinh ra khi chuyển hóa 1 kg COD, m3/kg ở đktc = 0,538 Vbiogas, m3/ngày 861 Lượng bùn hoạt tính cần, kg VSS 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 243,8 Tải thể tích tính theo V1, kg/m3/ngày Thể tích phản ứng tầng 2 (V2) = 1/2V1, m3 Tổng thể tích thiết bị, m3 Trường hợp 1: Tỷ lệ chiều cao/đường kính H/D: 6

 Đường kính thiết bị D, m

2,86

3,39

4,27

17  Chiều cao thiết bị H, m Chiều cao phản ứng tầng 1 (0,65 H)

20 11,14 13,21

26 16,64

Chiều cao xả nước, m

0,6

0,9

464,8 774,7 1549,4

19,4

32,3

64,6

Giả sử hiệu suất xử lý ngăn dưới 90% --> lượng khí sinh ra ngăn dưới, m3/d Quy ra m3/h 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

98,4 166,6

380,9

Tổng lượng nước đc kéo lên, m3/h 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

1,63

1,94

2,44

 Bán kính thiết bị R, m  Đường kính thiết bị D, m

3,27

3,88

4,88

 Chiều cao thiết bị H, m

13 --> Chiều cao phản ứng tầng 1 (0,65 H)

16 8,50 10,08

20 12,70

5,08

5,17

5,90

98,4 166,9

380,9

K tính từ phương trình 3.10: Tổng lượng nước đc kéo lên, m3/h Tốc độ dâng nước (m/h):

Do dòng tuần hoàn

Do nước đầu vào

11,73 14,15 1,77

1,49

20,35 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:

(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.

(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.

 Để giải quyết tốt hơn bài toán ngoại suy với những thông số

đa biến có liên hệ tương hỗ như trong nghiên cứu này cần

đẩy mạnh nghiên cứu mô hình hóa, nhất là theo hướng các

mô hình thủy động lực học và pilot quy mô lớn.

 Nghiên cứu mở rộng ứng dụng các kỹ thuật XLYK với các

loại nước thải khó đối với IC (giàu VSS, kể cả khi đồng xử

lý với rác hữu cơ).

24

NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚI CỦA LUẬN ÁN

(i) Phương trình lý thuyết để (p.tr 3.10) tính toán đại lượng K

= QN/QK (tỷ lệ lượng nước được kéo lên bởi mỗi lượng khí) phụ

thuộc vào tiết diện ống lên (S), mức ngập nước (H1), chiều cao xả

nước (H2), độ nhớt (µ) và khối lượng riêng của dung dịch (ρ).

(ii) Phương trình kinh nghiệm (p.tr 3.19) để tính toán đại

lượng K = QN/QK (tỷ lệ lượng nước được kéo lên bởi mỗi lượng khí)

phụ thuộc vào tiết diện ống lên (S), mức ngập nước (H1), chiều cao

xả nước (H2).

(iii) Từ việc định lượng khả năng khuấy trộn của khí nội sinh

trong hệ xử lý (ở đây là khí biogas) và dòng tuần hoàn nội thông qua công suất P (W/m3) và gradient tốc độ G (s-1) đã xác định được các

thông số thiết kế hệ IC (chiều cao thiết bị, tải lượng, tốc độ dâng).

25

Danh mục các công trình đã công bố

1. Cao Thế Hà, Lê Văn Chiêu, Nguyễn Trường Quân, Nguyễn Thị Trang, Trần Mạnh Hải, “Công nghệ yếm khí

cao tải xử lý nước thải giàu hữu cơ, một số kết quả ban

đầu”. Tạp chí KH&CN 51 (3B) (2013), 183-189;

2. Trần Mạnh Hải, Nguyễn Hoài Châu, Nguyễn Triều Dương, Cao Thế Hà, Nguyễn Việt Hà, Trần Đức Dự

“Tổng quan về kỹ thuật yếm khí cao tải trong xử lý nước

thải” Tạp chí KH&CN Việt Nam, tập 1, số 1 (2015), 26-31; 3. Trần Mạnh Hải, Nguyễn Triều Dương, Cao Thế Hà, Lê Văn Chiêu, Nguyễn Trường Quân, Nguyễn Việt Hà,, Vũ

Ngọc Duy, Võ Thị Thanh Tâm, “Vai trò công tác đánh

giá chất lượng nước thải chăn nuôi lợn trong việc xác

định công nghệ xử lý”. Tạp chí KH&CN Việt Nam, tập 1,

số 4 (2015), p.50-54;