DISS.ETH Nr. 11691 LEISTUNGSSTEIGERUNG VON NACHKLÄRBECKEN MIT HILFE VON EINBAUTEN Strömungs- und Absetzmessungen an einer halbtechnischen Versuchsanlage Abhandlung zur Erlangung des Titels Doktor der Technischen Wissenschaften der Eidgenössischen Technischen Hochschule Zürich vorgelegt von: Patrick Baumer Dipl. Bauing. ETH geboren am 9. März 1964 von Quarten-Mols/SG Angenommen auf Antrag von: Prof. Dr. Dr. h. c. D. Vischer, Referent Prof. Dr. W. Gujer, Korreferent Dr. P. Volkart, Korreferent 1996
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Leistungssteigerung von Nachklärbecken mit Hilfe von Einbauten
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DISS.ETH Nr. 11691
LEISTUNGSSTEIGERUNG
VON NACHKLÄRBECKENMIT HILFE VON EINBAUTEN
Strömungs- und Absetzmessungen
an einer halbtechnischen Versuchsanlage
Abhandlung zur Erlangung des Titels
Doktor der Technischen Wissenschaften
der
Eidgenössischen Technischen Hochschule Zürich
vorgelegt von:
Patrick Baumer
Dipl. Bauing. ETH
geboren am 9. März 1964
von Quarten-Mols/SG
Angenommen auf Antrag von:
Prof. Dr. Dr. h. c. D. Vischer, Referent
Prof. Dr. W. Gujer, Korreferent
Dr. P. Volkart, Korreferent
1996
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DANK
Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit an der Ver¬
suchsanstalt für Wasserbau, Hydrologie und Glaziologie (VAW) der ETH
Zürich. Sie kann als direkte Fortsetzung der Arbeit von Dr. Peter Krebs
("Modellierung und Verbesserung der Strömung in Nachklär-
becken"/BUWAL-Schriftenreihe Umwelt Nr. 157) betrachtet werden und
wurde ebenfalls vom Bundesamt für Umwelt, Wald und Landschaft
(BUWAL) finanziell unterstützt. Herr Daniel Becher als dessen Kontakt¬
person sei für diese Unterstützung ganz besonders gedankt.
Prof. Dr. Dr. h. c. D. Vischer, Referent der vorliegenden Arbeit, möchte
ich meinen herzlichen Dank für die fortwährende Unterstützung während
meiner ganzen VAW-Zeit und für die konstruktiven Diskussionen während
unserer Doktorandenseminare aussprechen. Prof. Dr. W. Gujer von der
Eidgenössischen Anstalt für Wasserversorgung, Abwasserreinigung und
Gewässerschutz (EAWAG) möchte ich für die Übernahme des Korrefe¬
rates und für seine kritischen Anregungen danken, die die Arbeit erheblich
verbessert haben. Bei Dr. Peter Volkart/VAW als Betreuer und weiterer
Korreferent möchte ich mich für die vielseitige Unterstützung sowohl in
fachlicher als auch in menschlicher Hinsicht ganz herzlich bedanken.
Meinem Vorgänger Dr. Peter Krebs von der EAWAG möchte ich für die
vielen fruchtbaren Diskussionen und seine uneigennützige Förderung ein
ganz herzliches Dankeschön aussprechen.
Die halbtechnische Versuchsanlage konnte nur dank der grosszügigen
Unterstützung durch die Stadtentwässerung Zürich gebaut und betrieben
werden. Allen voran sei den Herren J. Wiesmann und A. Nussbaumer
bestens gedankt. Nicht unterlassen möchte ich aber auch, den Mitarbeitern
vom Betrieb, insbesondere den Herren Markus Fluck, Richi Glutz, Ernst
Loosli und Heini Beyeler, für ihre unkomplizierte Unterstützung während
der Bau- und Versuchsphase zu danken.
Mein Dank richtet sich im weiteren an verschiedene Mitarbeiterinnen der
VAW: zuallererst an Walter Thürig für die Abbildungen und die Druck¬
legung dieses Berichtes, die er mit grossartigem Einsatz durchgeführt hat.
4 DANK
Weiter geht mein Dank an das Werkstattpersonal für den Bau und diverse
Umbauten der Versuchsanlage, an das Elektroniklabor unter der Leitungvon Hans-Peter Hächler für die Installation der Messketten und die
Programmierung von Regelungs- und Datenerfassungsprogrammen, an
Bernhard Etter für seine mit Liebe hergestellten Photo- und Videoaufnah¬
men und nicht zuletzt an unsere Bibliothekarin, Barbara von Fischer, die
sich für mich unermüdlich auf die Suche nach schwer auffindbaren
Veröffentlichungen machte. Für die Übersetzung der Zusammenfassung in
die französische Sprache möchte ich ganz herzlich Herr Dr. F. Raemy, für
diejenige in die italienische Sprache Christian Tognacca danken. Andrew
Oscar Faeh verbesserte die englische Zusammenfassung. Ich möchte aber
auch allen hier nicht namentlich erwähnten VAW-Mitarbeiterlnnen für die
vielen wertvollen Gespräche und Hinweise danken.
Ralf Grand hat während eines Praktikums einen grossen Teil der Absetz¬
versuche durchgeführt und ausgewertet. Seine Anstellung wurde vom Amt
für Gewässerschutz und Wasserbau des Kantons Zürich (AGW) finanziert.
Für diese Unterstützung sei Herr Dr. M. Koch vom AGW bestens gedankt.
Meiner Frau Sandra möchte ich für ihre in jeder Hinsicht wertvolle Unter¬
stützung während der gesamten Arbeit ganz herzlich danken. Sie brachte
für all meine kleineren und grösseren Sorgen viel Verständnis entgegen
und ermunterte mich mit ihrer positiven Einstellung immer wieder.
5
INHALT
ZUSAMMENFASSUNG 7
ABSTRACT 8
RESUME 9
RIASSUNTO 11
1 EINLEITUNG 13
1.1 AUSGANGSLAGE 13
1.2 PROBLEMSTELLUNG 15
1.3 UNTERSUCHUNGSZIELE 17
2 GRUNDLAGEN 19
2.1 VORBEMERKUNGEN 19
2.2 PROZESSE IN NACHKLÄRBECKEN 22
2.2.1 Hydromechanik 22
2.2.2 Sedimentation und Eindickung 40
2.2.3 Flockung 46
2.2.4 Rheologie von Belebtschlämmen 53
2.2.5 Mikrobiologie 56
2.3 DIMENSIONIERUNG VON NACHKLÄRBECKEN 60
2.3.1 Rückblick 60
2.3.2 Bemessung nach ATV 65
2.3.3 Feststofffluss-Methode 74
2.3.4 Schlussbemerkungen 76
2.4 VERBESSERUNG DER STROMUNGS- UNDABSETZVERHÄLTNISSE 77
mungs- und Absetzverhältnisse in Nachklärbecken gezeigt werden, die in
den vergangenen Jahrzehnten entwickelt worden sind.
2.2 PROZESSE IN NACHKLÄRBECKEN
2.2.1 Hydromechanik
Solange Nachklärbecken durchströmt sind und nicht im Batchbetrieb
funktionieren, wird die Hydromechanik eine massgebende Rolle auf deren
Absetzwirkung ausüben. Wie bereits in Abb. 1.2 dargestellt ist das Strö¬
mungsfeld in horizontal durchströmten Nachklärbecken massgebend durch
die Dichtedifferenz zwischen dem Schlamm-Wassergemisch im Zulauf
2 GRUNDLAGEN 23
und dem relativ klaren Beckenwasser geprägt. Neben dieser dominanten
Dichteströmung existieren in Nachklärbecken zahlreiche Jetströmungen.Sei dies der Jet bei einem kreisförmigen Zulaufrohr oder der Wandstrahl,
der sich zwischen Einlauftauchwand und Beckensohle bildet. Pauschal
kann der hydraulische Wirkungsgrad von Absetzbecken über die Verweil¬
zeitverteilung der einzelnen Wasserpakete bzw. der einzelnen Schlamm¬
flocke ermittelt werden. Einige dimensionslose Ähnlichkeitszahlen, die im
Zusammenhang mit den Dichteströmungen vorgestellt werden, stellen
Masszahlen für die Interpretation von experimentell oder numerisch
ermittelten Resultaten dar.
Dichteströmungen
Dichteströmungen (engl.: gravity currents, density currents oder buoyancy
currents) können sowohl einen natürlichen als auch einen anthropogenen
Ursprung haben. Diese Strömungen sind häufig horizontal und werden
vorwiegend durch Dichtedifferenzen von nur wenigen Prozenten verur¬
sacht. Äusserst umfassende Informationen zur Hydraulik von Dichteströ¬
mungen liefern Turner (1973) oder Plate (1974) und mehr praxisbezogeneschliesslich Simpson (1987).
Der Begriff Dichteströmung an sich ist eigentlich irreführend, da ja nicht
die Dichte strömt, sondern die Flüssigkeit unter dem Einfluss der Dichte.
Kranawettreiser (1989) definiert denn auch die Dichteströmung wie folgt:
Def.: Als Dichteströmungen werden Strömungsvorgänge bezeichnet, bei
denen das Strömungsverhalten massgeblich durch Dichteunter¬
schiede zwischen den einzelnen Schichten einer Flüssigkeit oder
zwischen Schichten unterschiedlicher Flüssigkeiten bestimmt wird.
Das Vorkommen von Dichteströmungen in der Natur und der Industrie im
weitesten Sinne ist sehr breit. Einige Möglichkeiten von Dichteströmungensind zum Beispiel Gasströme wie Wirbelstürme (Kaltfront-Warmfront),
Luftströmungen (Kaltluft-Warmluft), Kaminabluft (z. B. Fischer et al,
1979) oder Gasströme in der Industrie. Der mit erhöhter Dichte in einen
See/Reservoir strömende Zufluss (z. B. Alavian et al, 1992, Harlemann,
1963, Stefan, 1970), die Kühlwassereinleitung von Atomkraftwerken in
24 2 GRUNDLAGEN
einen Fluss, Frischwasser-/Salzwasserströmungen, Ölunfälle und Suspen¬
sionsströme in der Abwassertechnik gehören genauso in das Kapitel der
Dichteströmungen wie Staublawinen (z. B. Hermann, 1990), Murgänge (z.
B. Rickenmann, 1990), Schlammlawinen, Felslawinen und Lavaströme.
Zum Teil wird in der Literatur zwischen Dichteströmen und Trübeströmen
unterschieden. Im Unterschied zu den Dichteströmen sind Trübeströme
(engl.: turbidity currents) Strömungen, bei denen die Dichtedifferenz der
verschiedenen Phasen durch suspendierte Stoffe hervorgerufen wird,
während bei den Dichteströmen die Dichtedifferenz durch gelösteMaterialien (z. B. durch einen höheren Salzgehalt) oder durch Tempera¬
turdifferenzen verursacht wird.
Die wichtigsten Dichteunterschiede bei Wasser sind Temperaturunter¬
schiede, Salzgehaltsunterschiede und Trübestoffgehaltsunterschiede. Bei
einer Temperaturdifferenz von z. B. 10 ° C entsteht eine Dichtedifferenz
Ap von ca. 2 kg/m3 im Reinwasser. Bei einem Salzgehaltsunterschied von
nur 3 % beträgt die Dichtedifferenz bereits ca. 20 kg/m3. Ein stark trüb-
stoffbeladener Fluss, der z. B. in ein Speicherbecken mündet kann
durchaus eine um bis zu ca. 200 kg/m3 grössere Dichte als Wasser
aufweisen.
Die Dichtedifferenz Ap zwischen dem Schlamm-Wassergemisch des
Nachklärbeckenzulaufs und dem relativ klaren Beckenwasser, das etwa die
Dichte pw von Wasser hat, kann mit der bekannten Formel berechnet
werden:
a~_(Pts~Pw)t«jAP" "
TI>BB,01.
Pts • (2-l)
Pts steht dabei für die Trockendichte von Belebtschlamm und TSbb
entspricht dem Trockensubstanzgehalt des Schlamm-Wassergemisches.
Wird eine Trockendichte der Biomasse zwischen 1'350 {Andreadakis,
1993) und 1'450 kg/m3 {Larsen, 1977) und ein Trockensubstanzgehalt von
3 kg/m3 angenommen, so beträgt Ap weniger als 1 kg/m3! Smith und
Coackley (1984) geben für die Dichte po eines Schlamm-Wassergemisches
folgenden Zusammenhang an:
2 GRUNDLAGEN 25
p0 = pw+0.25TSBB
Wenn der TSbb im Bereich von 2 und 4 kg/m3 liegt, so beträgt po
zwischen 1'000.5 und l'OOl kg/m3.
Um die physikalischen Grundlagen eines Dichtestromes einzuführen,
greift Simpson (1987) auf das bekannte Beispiel eines Dammbruches
zurück. Bei einem Speicherbecken mit der Wassertiefe H, dessen Damm
innert sehr kurzer Zeit kollabiert, wird die potentielle Energie theoretisch
verzugslos in kinetische Energie umgewandelt. Wenn einmal von
Reibungseinflüssen abgesehen wird, sind die hauptsächlichen Kräfte, der
die Wassermassen unterliegen, die Gravitationskraft und die
Trägheitskräfte.
Die Ausbreitungsgeschwindigkeit U der Rutwelle, die sich ins Tal fort¬
pflanzt, kann also approximativ über die Gleichsetzung von kinetischer
und potentieller Energie erhalten werden:
m-U2 m-g-H,/rs^
—2~=
—f— ( }
U = Vg7H, (2.4)
wobei m für die Masse und g = 9.81 m/s2 für die Erdbeschleunigungstehen.
Wird jetzt anstelle der 2. Phase, also der Luft bei der Dammbruchanalogie,eine Flüssigkeit angenommen, die sich nur sehr wenig in ihrer Dichte,durch die Dichtedifferenz Ap, von Wasser unterscheidet, so wird die Aus¬
breitungsgeschwindigkeit auf den folgenden Wert reduziert:
26 2 GRUNDLAGEN
Diese "Flutwelle" würde sich also im Prinzip wie in Zeitlupe ausbreiten.
Ist die 2. Phase beispielsweise 1 % leichter, so ergibt sich eine Ausbrei¬
tungsgeschwindigkeit von:
U = A77^. (2-6)
Ap steht für die Dichtedifferenz zwischen den beiden Flüssigkeiten, p im
vorliegenden Beispiel für die Dichte von Wasser. Es ist dabei wesentlich,
dass p auf die Dichte einer Schicht bezogen wird und nicht auf die mittlere
Dichte. Der Term g-Ap/p wird häufig mit g' bezeichnet und heisst
reduzierte Erdbeschleunigung.
Um Dichteströmungen charakterisieren zu können, behilft sich die
Wissenschaft zusätzlicher Ähnlichkeitszahlen, da im allgemeinen die
Dichtedifferenz Ap nicht ausreichend ist, um eine Dichteströmung zu
beschreiben.
Bei turbulenter Bewegung in mindestens einer von zwei Schichten, die
eine Differenz in ihrer Dichte aufweisen, wirkt die Schichtgrenze behin¬
dernd auf den turbulenten Austausch. Ein Turbulenzballen der unteren
Schicht muss beim Überschreiten der Schichtgrenze gegen die Wirkungder Schwerkraft gehoben werden, wozu eine vom Dichteunterschied
abhängige Arbeit (g-dp/dz) verrichtet werden muss {Bollrich, 1989,
Kranawettreiser, 1989). Die erforderliche Energie kann nur aus der
Energie der turbulenten Schwankungsbewegung entnommen werden, die
proportional dem Quadrat des Geschwindigkeitsgradienten (du/dz)2 ist.
Das Verhältnis der Arbeit g-dp/dz zur Energie p-(du/dz)2 wird als
Richardsonzahl (Ri) bezeichnet:
dp
Ri = -
4*-
fduV- (2.7)
Die Richardsonzahl gilt als Mass für die Stabilität einer Dichteströmung:
grosse Richardsonzahlen weisen auf stabile Strömungen hin, da die
2 GRUNDLAGEN 27
Dichteunterschiede eher gross und/oder die Geschwindigkeitsgradientenklein sind.
Aus theoretischen Untersuchungen, die durch Versuche bestätigt wurden,
ist bekannt, dass bei Ri > 1/24 kein Austausch zwischen den beiden
Schichten erfolgt (Kranawettreiser, 1989). Daraus kann abgeleitet werden,dass zwischen zwei Schichten mit dem Dichteunterschied Ap und dem
Geschwindigkeitsunterschied Au dann keine gegenseitige Beeinflussungmehr stattfindet, wenn sich infolge von Vermischung der anfängliche
Sprung in der Dichteverteilung in eine Zwischenschicht mit der Höhe
Au2Az>—^p (2.8)
24-g--^P
ausgebildet hat.
Werden in Gleichung (2.7) die differentiellen Grössen durch solche
ersetzt, die eine ganze Schicht beschreiben, also h statt dz und u statt du,
so entsteht eine globale Richardsonzahl Rio, die als Reziprokwert des
Quadrates einer abgewandelten Froudezahl betrachtet werden kann:
g—-h
«• P 1
*•—?—ir (29>
Diese reduzierte Froudezahl Fd wird densimetrische Froudezahl genannt
und tritt bei geschichteten Strömungen an die Stelle der üblichen Froude¬
zahl:
(2.10)
Die Freispiegelströmung kann als Dichteströmung einer Wasserschicht
unter einer Luftschicht verstanden werden, wobei dann die relative Dichte¬
differenz von Wasser zu Luft Ap/p = (l'OOO kg/m3-1.3 kg/m3)/l'000 kg/m3
28 2 GRUNDLAGEN
gegen 1 geht und damit die densimetrische Froudezahl in die übliche
FroudezahlF = u/«Jg-h übergeht.
Eingehende Untersuchungen des Verhaltens der Flüssigkeiten an der
Schichtgrenze zwischen einer ruhenden und einer bewegten Schicht durch
Keulegan (1949a und 1949b) zeigten, dass ein Sprung im Dichteverlauf
nur bei sehr kleinen Geschwindigkeitsdifferenzen auftritt. Mit zunehmen¬
der Geschwindigkeitsdifferenz zwischen den Schichten treten Wellen an
der Schichtgrenze auf, deren zunächst flache, abgerundete Wellenbergeimmer höher und spitzer werden, bis sich schliesslich Wirbelballen
ablösen und in die andere Schicht eindringen. Durch diesen
Massenaustausch infolge brechender Grenzflächenwellen bildet sich eine
Zwischenschicht mit einem endlichen Dichtegradienten statt des
unendlichen Dichtegradienten bei einem Dichtesprung aus.
Für die Geschwindigkeit, bei der die Mischung beginnt, leitete Keulegan
(1949b) folgendes Kriterium ab:
Ke = -^ -J—, (2.11)
wobei v für die kinematische Zähigkeit in [m2/s] steht. Für laminare
Fliessverhältnisse (Reynoldszahl R < 1'800) ist die Keulegan-Zahl Ke =
0.127 und für grössere Reynoldszahlen ist Ke = 0.178.
Ein Dichtestrom kann vereinfacht in seine Front, den "Kopf", und den
übrigen Strom, den "Körper", aufgeteilt werden. Typischerweise weist
der Kopf einer Dichteströmung eine grössere Schichtstärke als der Körperauf und stellt eine bedeutende Zone für brechende Wellen, Instabilitäten
und intensive Mischungsvorgänge dar. Zudem spielt er eine wesentliche
Rolle für die Kontrolle der nachfolgenden Strömung, also für den Körperder Dichteströmung.
Eine mögliche Versuchsanordnung zur Ausmessung geometrischer und
densimetrischer Grössen von Dichteströmen ist in Abb. 2.2 dargestellt. Mit
2 GRUNDLAGEN 29
dieser Apparatur (Britter und Simpson, 1978) kann der Kopf der
Dichteströmung stationär gehalten werden. In Abb. 2.2a dient die bewegteSohle der Modifizierung des Geschwindigkeitsprofiles im Zufluss der
Phase mit der Dichte pj.
Abb. 2.2: Apparatur zur Untersuchung von Dichteströmungen.
a) Bewegte Sohle zur Modifizierung des Geschwindigkeitsprofils.
b) Feste Sohle.
Die in Gleichung (2.7) eingeführte Richardsonzahl ist ein Mass für die
Stabilität der zweidimensionalen Dichteströmung. Für Richardsonzahlen
Ri < 0.25 ist die geschichtete Strömung nicht stabil (Thorpe, 1973a und
1973b). Abb. 2.3 zeigt eine schematische Darstellung von sogenannten
Kelvin-Helmholtz-Instabilitäten, die bei Ri < 0.25 auftreten und
hauptsächlich zu den Mischvorgängen an der Front einer Dichteströmung
beitragen.
30 2 GRUNDLAGEN
n n
h2
Ui
Abb. 2.3: Schematische Darstellung von Kelvin-Helmholtz-Instabilitäten in der Zwi¬
schenschicht h3 einer Dichteströmung.
Britter und Linden (1980) haben in Modellversuchen gezeigt, dass bei
stärker geneigten Sohlen die Mischungsvorgänge für den sonst gleichenDichtestrom sowohl an der Front als auch im nachfolgenden Fluss deutlich
zunehmen. Die Einmischrate bzw. die Höhe hß und damit die gesamte
Körperhöhe nehmen eindeutig zu. Eine neuere Untersuchung von Liu et al.
(1991) zeigt anhand von Modellversuchen in einer 1° bis 3° geneigten
Rinne, dass die Ausbreitung der Dichtefront (Salzlösungen) unempfindlich
gegenüber der Wassertiefe zu Beginn ist.
Der vorderste Punkt einer Dichteströmung wird als "Nase" bezeichnet
und ist praktisch immer leicht von der Sohle abgehoben. Ausmessungendieser Höhe hs im Zusammenhang zu den anderen geometrischen
Abmessungen von Dichteströmungen wurden von Simpson und Britter
(1980) durchgeführt. Für Reynoldszahlen R = U4(h3+h4)/v > l'OOO wird
diese Höhe h.5 unabhängig von der Reynoldszahl. Sie entspricht dann etwa
1/8 der Höhe des Kopfes der Dichteströmung (= I13 + 114).
Das wahrscheinlich wichtigste Experiment zur Erfassung der Ausbreitung
von Dichteströmungen ist das sogenannte Lock-Exchange-Experiment
(Abb. 2.4). Zwei Flüssigkeiten unterschiedlicher Dichte sind in einer
geschlossenen Rinne durch eine vertikale Wand getrennt. Nach einer
2 GRUNDLAGEN 31
möglichst raschen Entfernung der Trennwand werden die Fronten der sich
nun übereinander einschichtenden Fluide in Funktion der Zeit verfolgt.
Abb. 2.4: Lock-Exchange-Experiment zur Ermittlung der Ausbreitung von Dichteströ¬
mungen (aus Simpson, 1987).
a) Theoretisches Modell (keine Mischvorgänge).
b) "Shadowgraph" eines Laborversuches.
Für die maximale Ausbreitungsgeschwindigkeit der Dichtefront Uo gibt
Keulegan (1949a) einen Wert von
U0 = 0.45-VgrH (2.12)
an, wobei H für die (ursprüngliche) Wassertiefe in der rechteckigenVersuchsrinne steht. Barr (1967) kam in grossmassstäblichen Versuch auf
einen sehr ähnlichen Wert:
U0= 0.465 -ViTH. (2.13)
32 2 GRUNDLAGEN
Theoretische Überlegungen, bei denen die Abnahme der potentiellen
Energie der Zunahme der kinetischen Energie (vgl. Abb. 2.4) gleichgesetzt
werden, ergeben:
U0=0.5-V?:H. (2.14)
Obwohl die experimentell ermittelten Resultate der maximalen Ausbrei¬
tungsgeschwindigkeit der Dichtefront recht gut mit den erwähnten theore¬
tischen Überlegungen übereinstimmen, erlaubt die Annahme eines
rechteckigen Paketes keine Folgerungen bezüglich der internen Riessge¬
schwindigkeiten. Britter und Linden (1980) haben durch Modellversuche
herausgefunden, dass die maximalen internen Riessgeschwindigkeiten im
Körper einer Dichteströmung etwa 1.2 mal so gross sind wie die Frontge¬
schwindigkeit.
Wenn die densimetrische Froudezahl Fdo des Zuflusses grösser als 1 ist,
kann sich zwischen den beiden Schichten, analog zur Hydraulik bei Frei¬
spiegelabflüssen, ein Wassersprung bilden. Trifft ein Dichtestrom auf ein
Hindernis, wie es beispielsweise Räumbalken in Nachklärbecken darstel¬
len, so fliesst ein Teil über das Hindernis weg, während der Rest als
Wassersprung reflektiert wird (Lane-Serff et al, 1995).
Jettheorie
Prinzipiell können gemäss den in einem zylindrischen Tank durchgeführ¬ten Modelluntersuchungen von McNaughton und Sinclair (1966) vier
verschiedene Jet-Typen mit unterschiedlichen Bereichen von Reynoldszah¬
len R unterschieden werden:
1. Dissipated-laminar jet (R < 300; abhängig von Tankdimensionen)
2. Fully laminar jet (300 < R < 1000; abhängig von Tankdimensionen)
3. Semi-turbulent jet (1000< R < 3000; abhängig von Tankdimensio¬
nen)
4. Fully turbulent jet (R > 3000; unabhängig von Tankdimensionen).
Der laminare Freistrahl tritt im Bereich der Hydromechanik selten auf und
wird deshalb nicht weiter verfolgt. Grundlagen über Eintritt und Ausbrei-
2 GRUNDLAGEN 33
tung von turbulenten Freistrahlen in ein theoretisch unendlich grosses
Becken, dessen Wasser in Ruhe ist, finden sich z. B. bei Blevins (1984)
oder Kraatz (1989). Der klassische Freistrahl ist der ebene Freistrahl, der in
ein ruhendes Aussenmedium tritt. In der Praxis der Nachklärbecken-
Strömungen tritt allerdings eher der kreisrunde Freistrahl, z. B. nach runden
ZulaufÖffnungen, auf. Für die Durchströmung unter der Zulauftauchwand
können die Grundlagen des einseitig anliegenden Freistrahles, also des
Wandstrahles, angewendet werden.
In Längsrichtung gesehen lässt sich ein Jet in eine Kernzone, eine
Übergangszone und eine Zone mit offenem Geschwindigkeitsprofil, in der
der Jet voll ausgebildet ist, unterteilen. Abb. 2.5 zeigt diese Zusammen¬
hänge für den kreisrunden Freistrahl und den Wandstrahl.
a ) runder Freistrahl
voll ausgebildeter Strahl
ahnliche Geschwindigkeitsprofile
u(y=b)=Vi-Um
X—
® Wandstrahl
'^.i L _J
= um.e-°-«* (-f) L—xK—J
Abb. 2.5: Charakterisierung eines kreisrunden Freistrahles (a) und eines Wandstrahles
(b).
Die charakteristischen Grössen im Freistrahl wie die Geschwindig¬
keitsentwicklung, die Kernzonenlänge, die Strahlachse und der Düsen¬
austritt sind mit Abb. 2.5 klar definiert. Die Kernzonenlänge kann über den
Verengungswinkel ai, der für den ebenen und den kreisrunden Freistrahl 4
bis 5.5° beträgt, ermittelt werden. Für die Ausbreitung des ebenen wie des
34 2 GRUNDLAGEN
kreisrunden Freistrahles ist der Ausbreitungswinkel aa, der zwischen 12
und 16° variiert und im Mittel 14° beträgt, massgebend.
Ist der Freistrahl nach dem Ende des Kerns einmal voll ausgebildet, so
gehorchen die Geschwindigkeitsprofile einer Gaussfunktion und sind in
sich ähnlich. Tab. 2.1 gibt eine Zusammenstellung der maximalen
Riessgeschwindigkeit in der Jetachse und der Abnahme der Fliessge¬
schwindigkeiten der Strahlpunkte ausserhalb der Achse. Dabei wird
zwischen den Punkten, die innerhalb der Kernzonenlänge (x < xk; x =
Abstand vom Jetaustritt bzw. von einer Düse) und denjenigen, die
ausserhalb der Kernzone (x > xk) liegen, unterschieden.
Ca,i steht dabei für die Konzentration einer Markiersubstanz A im Reaktor
i und 0 = Vtot/Q- Mit zunehmendem n gleicht sich die Aufenthaltszeitver¬
teilung immer mehr einer Gauss'schen Normalverteilung an.
Für den Röhrenreaktor mit Turbulenz, bei dem sowohl Advektion
(Fliessgeschwindigkeit u über Reaktorlänge L) als auch Turbulenz
(turbulenter Diffusionskoeffizient Dt) die massgebenden Transport¬
mechanismen in x-Richtung sind, kann analog Gleichung (2.20) geschrie¬
ben werden:
dCA 9CA d CA-rA = -u-—^ + DT —-f-
dt dx dx'. (2.23)
Werden mit t* = t- u/L und x* = x/L dimensionslose Koordinaten für Zeit
und Ort eingeführt, so kann Gleichung (2.23) in die folgende Form
überführt werden:
acA=
acA|dt 92cA
^
acA|
1 a2cA9t* dx* u-L 3x*2 dx* NPe 9x*2
(2 24)
Die dimensionslose Grösse u-L/Dt wird als Peclet-Zahl Npe bezeichnet.
Sie bringt die Geschwindigkeit der Advektion u in Beziehung zu einer
Geschwindigkeit der Turbulenz Dt/L. Im idealen Röhrenreaktor ist Dt = 0
und damit Npe = °°, während im Rührkessel die Verhältnisse gerade
umgekehrt sind. Abb. 2.6b zeigt den Zusammenhang für die numerische
Lösung der Differentialgleichung aus (2.24) für Reaktoren mit unter¬
schiedlichen Turbulenzverhältnissen. Es ist sofort ersichtlich, dass ein
effizientes Nachklärbecken die Charakteristik eines idealen Röhrenreaktors
(= Reaktor ohne Turbulenz) haben sollte, da dort die Turbulenz Dt/L
gegen Null strebt.
2 GRUNDLAGEN 39
®
wenig Turbulenz
= 0.002
mittlere Turbulenz
-§> 0.025
grosse Turbulenz
2.0 6
Abb. 2.6: a) Aufenthaltszeitverteilungen in einer Kaskade von n gleichen Rührkesseln
mit konstantem totalem Volumen (aus Gujer, 1992a).
b) Aufenthaltszeitverteilung im geschlossenen Röhrenreaktor mit Turbulenz
in Abhängigkeit von Dr/(u-L) (aus Gujer, 1992a).
f (^eff) = Verteilung der Aufenthaltszeit; xeff = effektive Aufenthaltszeit.
Gemäss Camp (1946) entspricht in Abb. 2.6a die Kurve für 2 Rührkessel in
etwa der Aufenthaltszeitverteilung eines Rundbeckens, diejenige für 5
Rührkessel einem querdurchströmten und diejenige für 10 Rührkessel
einem längsdurchströmten Rechteckbecken.
Krebs (1991c) zeigt, dass die kürzeste Fliesszeit, die ein Teilchen vom
Einlauf zum Auslauf benötigt, in querdurchströmten Nachklärbecken
bedeutend geringer ist als in längsdurchströmten und dass daher die Gefahr
von Kurzschlussströmungen in querdurchströmten Becken entsprechend
grösser ist (vgl. auch Siegrist et al, 1995).
40 2 GRUNDLAGEN
2.2.2 Sedimentation und Eindickung
Zwei wesentliche Funktionen von Nachklärbecken sind die Sedimentation,
also das Abscheiden von Partikeln aus einer Suspension mittels
Gravitationskraft und die Eindickung des abgesetzten Belebtschlammes
zwecks hoher Rücklaufschlammkonzentration. Bezüglich der Konzen¬
tration der Feststoffe und der gegenseitigen Beeinflussung während des
Sedimentationsprozesses lassen sich vier Arten von Sedimentationsvor¬
gängen unterscheiden (Takäcs et al, 1991, Boller, 1992b).
Bei der Sedimentation einzelner Partikel (discrete settling, type I) mit
Durchmesser dp [m] und Dichte ps [kg/m3] gilt für die Berechnung der
Sinkgeschwindigkeit vs [m/s] im laminaren Bereich das bekannte Gesetz
von Stokes:
v^gCPs-Pw)-^2
18 "M-. (2.25)
Abb. 2.7 zeigt die Sedimentationgeschwindigkeit von einzelnen Partikeln
in Funktion der Partikelgrösse und -dichte. Die Sedimentation von Einzel¬
partikeln kommt v. a. im Sandfang vor.
Im Vorklärbecken und in der oberen Zone von Nachklärbecken spielt sich
die Sedimentation von flockenden Partikeln (flocculant settling, type
II) ab. Mit zunehmender Flockengrösse nimmt die Sinkgeschwindigkeit in
der Regel zu. Da aber die Dichte flockender Partikel oft geringer als
diejenige diskreter Partikel ist, ist die Sedimentationsgeschwindigkeit von
Flocken häufig kleiner als diejenige von diskreten Partikeln.
Sobald die Partikelkonzentration mehr als 400 - 500 g Trockensubstanz/m3
beträgt, behindern sich die einzelnen Partikel beim Absetzen. Partikel, die
abwärts strömen, verdrängen das gleiche Wasservolumen, welches
demzufolge aufwärts strömt. Diesen Vorgang, der sich zur Hauptsache in
der Trennzone von Nachklärbecken abspielt, wird als gehemmte Sedimen¬
tation (hindered settling, type HI) bezeichnet. Dabei setzt sich die ganze
Partikel- bzw. Belebtschlammasse als Einheit ab. Charakteristisch für diese
Art von Sedimentation ist die Ausbildung einer scharfen Grenze zwischen
dem relativ klaren Überstandswasser und dem Schlamm.
2 GRUNDLAGEN 41
KT«
10" 10-3 IQ"2 10-1 10°20305080
10 102
Partikeldurchmesser in mm
Abb. 2.7: Absetzgeschwindigkeit von einzelnen Partikeln im Wasser in Funktion der
Partikelgrösse und der Partikeldichte.
Absetzversuche mit Aluminium- und Kalksuspensionen zeigten, dass für
eine vorgegebene Konzentration das Verhältnis zwischen der Sink¬
geschwindigkeit eines einzelnen, ungehinderten Partikels und der Sink¬
geschwindigkeit des Spiegels einer Suspension mit solchen Partikeln
temperaturunabhängig ist (Bond, i960). Dieses Verhältnis ist einzig von
der Partikelform und von der Konzentration abhängig, jedoch unabhängigvon der Partikeldichte. Andererseits stellte Keefer (1962) an einem Rund¬
becken fest, dass der Absetzwirkungsgrad mit zunehmender Temperatur
steigt.
42 2 GRUNDLAGEN
Nimmt die Partikelkonzentration weiter zu und überschreitet sie die
sogenannte Knickpunktkonzentration, bei der nach Merkel (1971) das
Vergleichsschlammvolumen von VSVc = 480 ml/1 und die Sinkgeschwin¬
digkeit vsc = 0.5 m/h betragen, so geht der Sedimentationsvorgang in den
Eindickvorgang (Schlammkompression, thickening, type IV) über.
Dieser kritische Absetzpunkt wurde schon von Coe und Clevenger (1917)
oder von Eckenfelder und Melbinger (1957) in ihren Absetzversuchen fest¬
gestellt. Die Kompression stellt den eigentlichen Entwässerungsvorgangmit einer Aufwärtsbewegung des Wassers durch ein poröses Medium der
Schlammpartikel dar. Die Abhängigkeit der Sinkgeschwindigkeit vom
Vergleichsschlammvolumen, das nach 30-minütiger Absetzzeit im
Imhofftrichter erreicht ist, ist auf Abb. 2.8 dargestellt.
950 TTTT I r i—i mim 1 \~n i mm
.VSV=1000-840v,0-71
VSV=1000-600v,0-21
0.05
Sinkgeschwindigkeit V« [m/h]
Abb. 2.8: Abhängigkeit der Sinkgeschwindigkeit des Schlammspiegels vom Ver¬
gleichsschlammvolumen VSV (aus Merkel, 1971).
Merkel (1971) gibt für die Sinkgeschwindigkeit vs [m/h] folgende
Beziehungen an:
100<VSV<480 ml/1:
und für 480<VSV<900 ml/1:
vs =
vs =
fiooo-vsvy-762
l 600 Jnooo-vsvV-408
840
(2.26)
(2.27)
2 GRUNDLAGEN 43
Einige Jahre zuvor untersuchten Dick und Ewing (1967b) das Absetzver¬
halten von Belebtschlämmen aus 3 Kläranlagen. Die Trockensubstanz¬
gehalte TS variierten von 1.225 bis 2.28 g/1 und die Schlammindices ISV
von 75 - 300 ml/g. Mit verschiedenen Zylindertiefen konnte gezeigt
werden, dass bei grösserer Anfangstiefe auch die Sinkgeschwindigkeithöhere Werte annimmt. Für die Sinkgeschwindigkeit vs entwickelten sie
die folgende Formel:
h
mit h = anfängliche Belebtschlammhöhe (= Zylinderhöhe). Ry steht für
einen Verzögerungsfaktor ("retardation factor") und S für die Steigung
derjenigen Kurve, die sich ergibt, wenn das Verhältnis h/vs gegenüber h
aufgetragen wird.
Für den Verzögerungsfaktor wurde eine Abhängigkeit vom Trocken¬
substanzgehalt TS gefunden:
RY = d-ef*TS) (2.29)
wobei d und f* Konstanten für einen bestimmten Schlamm sind, die gra¬
phisch bestimmt wurden, indem Ry gegenüber TS aufgetragen wurde. Bei
Absetzversuchen mit Sand resultierte ein Verzögerungsfaktor von Ry = 0,
also eine Sinkgeschwindigkeit unabhängig von der Anfangstiefe der
Suspension. Die Theorie von Kynch (1951) kann also v. a. für den Absetz¬
vorgang bei Sandfraktionen angewendet werden.
Die an einem Rundbecken mit einem Durchmesser von 4 ft. (= 1.22 m)
und einer durchschnittlichen Tiefe von 1.5 ft. (= 0.46 m) durchgeführten
Experimente von Cordoba-Molina et al. (1978), bei denen die Zulauf¬
konzentrationen zwischen 215 und 321 mg/1 lagen, ergaben Absetzraten,
die zwischen den theoretisch ermittelten Werten für turbulentes Absetzen
(Dobbins, 1944) und denjenigen für ungestörtes Absetzen (quiescent
settling) von Camp (1946) liegen.
Gemäss den Untersuchungen von Daigger und Roper (1985), die mit 46
verschiedenen Belebtschlämmen Absetzversuche in einem 13.3 cm
44 2 GRUNDLAGEN
Durchmesser und 1.83 m tiefen Absetzzylinder durchführten, gehorcht die
Absetzgeschwindigkeit vs [m/h] bei der gehemmten Sedimentation einer
exponentiellen Funktion:
vs = 7.80-e-(0i48+0.002i0(isv)). TS. (2.30)
Ihr Ziel bestand darin, einen Zusammenhang zwischen Absetzverhalten
von Belebtschlamm und Schlammindex zu erhalten. Die untersuchten
Schlammindices variierten zwischen 36 und 402 ml/g. Für die
Modellierung der Sinkgeschwindigkeit vs gingen Daigger und Roper
(1985) von der bekannten Exponentialfunktion von Vesilind (1968) aus:
vs = vo-e-aTS. (2.31)
Während bei Daigger und Roper (1985) vo einen konstanten Wert hat,
beschreibt Pitman (1985) vo als Exponentialfunktion:
v0 = 7-e-5'isv. (2.32)
Wahlberg und Keinath (1988) entwickelten mit Hilfe von Absetzversuchen
ein empirisches Modell zur Ermittlung des Feststoffflusses und stellen
dabei vo als Funktion von ISV und oc als Polynomfunktion 2. Grades von
ISV dar. Ihre Funktion gilt für Schlammvolumenindices, die in einem
gerührten 1-Litergefäss ermittelt werden. Einige Jahre später reduzieren sie
die entwickelte Formel, die eine Kombination von Vesilind (1968), Pitman
(1985) und Daigger und Roper (1985) darstellt, auf folgende Form
(Wahlberg und Keinath, 1995):
VS = Y.e[-8'ISV-(a*+ßISV)TS]. (2.33)
Für unterschiedliche Ermittlungsverfahren für den Schlammindex gebensie für die Konstanten a*, ß, yund 8' die erhaltenen Werte tabellarisch an.
Der Ansatz von Cho et al. (1993), bei dem der zweite Faktor von
Gleichung (2.31) durch die Konzentration TS dividiert wird, erlaubt eine
einfachere Handhabung in Kombination mit der Feststoffflussmethode
(vgl. Kapitel 2.3).
2 GRUNDLAGEN 45
Takäcs et al. (1990 und 1991) präsentieren ein eindimensionales 10-
Schichten-Absetzmodell, das auf der Feststoff-Flux-Methode (vgl. Kapitel
2.3) basiert. Takäcs et al. (1991) haben für ihr Modell die Absetzgleichung
erweitert, damit nicht nur die grossen, gut flockenden Partikel (hindered
settling) berücksichtigt sind, sondern auch langsam absetzbare Partikel, die
v. a. in Suspensionen geringer Konzentration den Absetzvorgang dominie¬
ren. Ihre Absetzfunktion lautet wie folgt:
(2.34)'
0<vs<v0'
In der obigen Gleichung bedeuten vo1 die maximale praktische, vo die
maximale theoretische Sinkgeschwindigkeit, rp (für geringe Konzentratio¬
nen) und rh (für hindered settling) sind Absetzparameter. Patry und Takäcs
(1992) belegen, dass bei sehr geringen Belebtschlammkonzentrationen die
Sinkgeschwindigkeit steigt, während sie bei hohen sinkt.
Die dargestellten Sinkgeschwindigkeiten von Belebtschlammsuspensionen
in Form von e-Funktionen können auch als Potenzfunktion der folgenden
Form dargestellt werden, die auf einem halblogarithmischen Netz dar¬
gestellt eine Gerade ergeben (Boller, 1992b):
vs = a-b*-TS. (2.35)
Neben der Sedimentation gilt es, für praktische Anwendungen auch die
Resuspension zu berücksichtigen. Ansätze dazu finden sich bei Takamatsu
et al. (1974), die Modellversuche mit Wasser und Kalziumkarbonat durch¬
führten und ein mathematisches Modell vorstellen. Mit Hilfe dessen
können sie unter Berücksichtigung der Auswirkungen der Resuspensionbereits abgesetzter Partikel die für Absetzbecken günstigste Tiefe
voraussagen.
46 2 GRUNDLAGEN
2.2.3 Flockung
Bei sämtlichen technischen Verfahren in der Trinkwasseraufbereitung oder
in der Abwasserreinigung, bei denen die Sedimentation eine wichtige Rolle
spielt, sollten die positiven Aspekte der Flockung ausgenutzt werden. Die
Flockung beschreibt einen Prozess, bei dem die Teilchen einer Suspensionaufeinandertreffen und aneinander haften bleiben. Die grösseren Aggregatebesitzen im ruhenden Medium eine grössere Sinkgeschwindigkeit, sofern
ihre Form nicht zu stark spiralförmigen Sinkbahnen führt und können so
rascher aus einer Suspension entfernt werden.
Allgemein kann die Geschwindigkeit, mit der Partikel aggregieren, als
Produkt der Kollisionswahrscheinlichkeit und der Haftwahrscheinlichkeit
beschrieben werden. Die Kollisionswahrscheinlichkeit hängt dabei von
physikalischen Grössen ab (Transportbedingungen) und die Haftwahr¬
scheinlichkeit (= Kollisionswirksamkeit) von chemischen Parametern.
Bei der Rockung muss in einem ersten Schritt (Entstabilisierungsschritt)die Oberflächenchemie der Partikel derart verändert werden, dass aggregie-rende Partikel aneinander haften bleiben. Dies geschieht normalerweise mit
Fe- oder AI-Salzen wie zum Beispiel bei den Versuchen von Andreu-
Villegas und Letterman (1976) und ist für den gesamten Flockungsvorgangnicht geschwindigkeitsbestimmend. Damit die Partikel zusammentreffen
können, müssen sie in einem zweiten Schritt zueinander transportiertwerden (Transportschritt).
Im Nachklärbecken spielt die EntStabilisierung keine wesentliche Rolle
mehr, da sie meistens in den Belebungsbecken stattgefunden hat. Die
möglichen Transportmechanismen für den zweiten Schritt sind die
Brown'sche Bewegung (= perikinetische Flockung), die Scherströmung
(= orthokinetische Flockung) oder die differentielle Sedimentation.
Über die Geschwindigkeit, mit der die einzelnen Teilchen aggregierenentscheidet der Transportschritt.
Gemäss Parker et al. (1971) ist die Partikelgrössenverteilung von Belebt¬
schlammflocken bimodal (Abb. 2.9); bei den Untersuchungen von
Andreadakis (1993) lagen mehr als 85 % der Belebtschlammflocken
zwischen 10 und 75 [im.
2 GRUNDLAGEN 47
bruchgefährdeter
0.1 1 10 100 1000 10000
Flockendurchmesser in um
Abb. 2.9: Typische Verteilung der Flockengrössen im Belebtschlamm (aus Parker et
al, 1971).
Die Kollisionsgeschwindigkeiten dni°/dt leitet Boller (1992c) für die drei
verschiedenen Transportmechanismen bei der Flockung her (Abb. 2.10).Daraus kann gefolgert werden, dass für die in Nachklärbecken auftretenden
Partikelgrössen v. a. die orthokinetische Flockung und die differentielle
Sedimentation von Bedeutung sind (Abb. 2.9). Ernest et al. (1995)bestimmen Kollisionswirksamkeitsfaktoren für Partikel von 2-80 um
Durchmesser experimentell.
Bewegen sich Partikel in einem Strömungsfeld mit unterschiedlichen
Geschwindigkeiten, so besteht die Möglichkeit, dass sie kollidieren. Der
Gradient dieser Geschwindigkeiten G [s-1] lautet für die Horizontal¬
geschwindigkeit u über die Vertikalachse z:
G = £[.-]dz (2.36)
48 2 GRUNDLAGEN
IO-3 10-2 10"1 10° 101 102 103
D2(fifn)
Abb. 2.10: Kollisionsgeschwindigkeiten von Partikeln mit einem Durchmesser Di = 1
um mit Partikeln mit unterschiedlichen Durchmessern D2 (aus Boller,
1992c). Die Werte wurden bei einer Temperatur von 20° C und einem G-
Wert von 40 s_1 ermittelt.
Bei turbulenter Strömung kann G nicht mehr vereinfacht durch den
Quotienten einer Geschwindigkeitsänderung über eine infinitesimale Höhe
dargestellt werden, da du/dz sowohl zeitlich wie örtlich variiert. Der viel
benützte Ansatz von Camp und Stein (1943), die den G-Wert am elementa¬
ren Massenpunkt herleiten, ermöglicht die Ermittlung eines globalen G-
Wertes aus der mittleren pro Volumen V umgesetzten Leistung P bzw. aus
der gesamten Arbeit pro Volumeneinheit und Zeit Om und der dyna¬mischen Zähigkeit u einer Flüssigkeit. Sie entwickelten ihre Gleichungen,indem sie die Winkelverdrehung eines Wasserelementes betrachteten, die
2 GRUNDLAGEN 49
infolge tangential wirkenden Oberflächenkräften oder infolge von Scher¬
kräften entstehen. Den Geschwindigkeitsgradienten G definieren sie wie
folgt:
(2.37)
bzw. V H- (2.38)
Rühren vergrössert die Anzahl von Scherschichten und erhöht die
Schergradienten bzw. den G-Wert in einem Fluid und kann somit die
Wirksamkeit der orthokinetischen Flockung verbessern. Bereits Knop
(1951b und 1952) und Müller-Neuhaus (1952b) weisen auf die Wichtigkeit
der Rockung bei Absetzbecken hin. Knop (1966) beschreibt Versuche von
Nachklärbecken ohne und mit separater bzw. integrierter Flockungs-kammer. Kalbskopf und Herter (1984) beschreiben den Einsatz von
Paddelwerken und von Rührwerken in der Einlaufzone von Nachklär¬
becken.
Es gilt dabei allerdings zu beachten, dass bei zu hohem Energieeintrageinmal gebildete Flocken auch wieder zerstört werden können. Für jede
Konfiguration von Flockungskammer oder Rührwerk existiert also ein
optimaler Energieeintrag bzw. ein optimaler G-Wert G0pt» bei dem die
Partikelzahl infolge Rockung minimal wird. Bradley und Krone (1971)
entdeckten für Versuche mit verdünnten Belebtschlämmen einen optimalenG-Wert von 15 s_1. Bei grösseren Trockensubstanzgehalten war der
Einfluss von G weniger spürbar.
Bedeutende Arbeit im Hinbück auf Rockenbildung und Rockenzerstörungleisteten Argaman und Kaufmann (1970) und Parker et al. (1971 und
1972). Die Rockenzerstörung und damit die Erhöhung der Rockenanzahl
hängt vom TS, von einer Breakup-Konstante Kr, dem rms-velocity-Gradient G und einem Exponenten m' ab. Die Rockenbildung und damit
die Reduktion der Rockenanzahl hängt gemäss Argaman und Kaufmann(1970) von einer Aggregationskonstante Ka, dem TS, der Rockenkon¬
zentration (Anzahl Rocken/Volumen) und dem G-Wert ab. Über eine
Massenbilanz bezogen auf ein Rockungsbecken (oder ein Absetzbecken)
50 2 GRUNDLAGEN
erhalten Parker et al. (1971 und 1972) eine der Formel von Argaman und
Kaufmann (1970) analoge Formel für die Rockungseffizienz:
ni 1 + KATSGT
i. . „
TS ^m-
ni 1 + kb--ö"-G -i} (2.39)ni
wobei auf der linken Seite das Verhältnis der Partikel vor (Index 0) und
nach der Rockung in einem Reaktor (Index 1) steht. T ist die mittlere
Aufenthaltszeit im Rockenreaktor.
Für verschiedene G-Werte (10 - 150 s_1), verschiedene Aufenthaltszeiten
(5 - 40 Min.) und verschiedene TS (312 - 1'522 mg/1) wurden von Parker
et al. (1971) an einer Testanlage mit acht Flockungskammern Versuche
durchgeführt. Die Versuchsresultate wurden graphisch ausgewertet: Für
die verschiedenen Aufenthaltszeiten wurden Diagramme erstellt, die die
Rockungseffizienz in Funktion des G-Wertes zeigen:
„oni 1 + a'G
n| l + b'-Gm> (2.40)
Für m' = 2 ergab sich der beste Fit. Die Werte a' und b' konnten für die
Versuche ermittelt werden. Je nach Rockungsdauer wurde für unter¬
schiedliche G-Werte ein anderes Optimum für die Rockungseffizienzerhalten. Der Quotient der Rockenanzahl im Zufluss zum Rockenreaktor
und der Rockenanzahl im Ablauf ergab Werte zwischen 1.0 und 2.4. Abb.
2.11 zeigt ein typisches Ergebnis der Untersuchung von Parker et al.
(1971).
Camp (1946) untersuchte eine Mischkammer mit Trennwänden und
erreichte dabei ein Gopt von 25 s_1. Bei den Untersuchungen von
Kalbskopf und Herter (1984) lagen die G-Werte zwischen 30 bis 60 s_1,
während bei den Rockungsversuchen von McConnachie (1991), die für
drei verschiedene Rührwerke durchgeführt wurden, ein optimaler G-Wert
von 10 bis 20 s_1 resultierte.
2 GRUNDLAGEN 51
1+3.2-1 Ö4G2
100
G [8-1]
Abb. 2.11:
Optimierung des G-Wertes im 30
Minuten dauernden Flockungsversuch
von Parker et al (1971). Bei diesem
Flockungsversuch konnte mit einem
optimalen G-Wert von etwa 45 s*1 die
ursprüngliche Anzahl Partikel um ca.
einen Faktor 2.2 reduziert werden.
Das Konzept des G-Wertes, das im allgemeinen breite Anerkennung in der
Rockungsforschung findet, wird von Cleasby (1984) mit Hilfe einer
Literaturstudie vor allem für grössere Rocken (> 50 Jim) in Frage gestellt.
Gleichung (2.38) kann mit der durchschnittlichen Energiedissipation pro
Masseneinheit £ und der kinematischen Viskosität v auch in folgender
Schreibweise geschrieben werden:
(2.41)
Cleasby (1984) zeigt, dass es für die turbulente Rockung eine bessere,
alternative Form gibt, die auf die Verwendung der Viskosität verzichtet, da
sich Rockungsvorgänge (ausgenommen im Microscale: < 50 |xm) nach
Angaben diverser Literaturquellen als ziemlich Temperatur-unabhängigerwiesen. Er versucht die Daten von Argaman und Kaufmann (1970) mit
einem neuen Ansatz zu berechnen und stellt dabei fest, dass dieser bedeu¬
tend geeigneter ist. Statt
52 2 GRUNDLAGEN
ni= 1 + KAGTi l +
KnG2T
nj it^-u i (2.42)
verwendet Cleasby (1984) den Ansatz:
ni_l + K'A-£2/3i l + KR-£-T
n*i + rvB-b-i
m (2<43)
Zudem unterstreicht Cleasby (1984) die allgemeine Annahme, dass auch
die Form des verwendeten Rührwerkes sehr wesentlich für den Rockungs¬
vorgang ist und dass der Energieeintrag nicht die einzige Rolle bei der
Rockenbildung spielt. Mit seinem verbesserten Rockungsparameter sollte
für die Abwassertechnik eine Energieeinsparung bewirkt werden können,
da für die optimale Rockung eigentlich weniger Energie eingetragenwerden müsste.
Die These, dass der mittlere Geschwindigkeitsgradient G als einzigecharakteristische Grösse für die Rockungswirksamkeit sein soll, wird in
einer neueren Untersuchung von Christensen et al. (1995) ebenfalls
widerlegt. Für diese Untersuchung, die nur mit einem Schlammtyp und
einem Polymertyp als Rockungsmittel durchgeführt wurde, stellten sie
fest, dass die neun verschiedenen Rührwerke unterschiedliche Ergebnissebrachten. Es ist also angebracht bei der Übertragung von Rockungsver¬suchen im Labormassstab, die einzig durch den G-Wert charakterisiert
sind, auf die Verhältnisse in Natur die nötige Vorsicht walten zu lassen.
Erstmals untersuchen Stanley und Smith (1995) die turbulenten
Strömungsverhältnisse in einem Absetzzylinder mit Rührwerk mit Hilfe
eines Laser-Doppler-Anemometers. Speziell im Nahfeld der Rührpaddel
sind die Strömungsverhältnisse entscheidend für den Flockungsvorgangund können mit einem pauschalen G-Wert nur unzureichend beschrieben
werden.
2 GRUNDLAGEN 53
2.2.4 Rheologie von Belebtschlämmen
Die Rheologie als Wissenschaft vom Riessen und Verformen der Materie
(Riesslehre) spielt für Belebtschlämme eine nicht unbedeutende Rolle. Ein
im Nachklärbeckenzulauf vorhandenes Gemisch von Wasser und Belebt¬
schlamm gehorcht nicht mehr denselben Gesetzen wie eine Newton'sche
Rüssigkeit. Die Zähigkeit der Rüssigkeit ist also nicht mehr konstant,
sondern wird abhängig vom Geschwindigkeitsgradienten du/dz.
Dieser Zusammenhang zwischen Scherspannung x und Geschwindigkeits¬
gradient du/dz wird meistens in Form einer Potenzfunktion angegeben:
a. fduYx = A'
• —
VdzJ(2.44)
wobei A' eine empirisch ermittelter Koeffizient ist und n1 ein ebenfalls
empirisch ermittelter Exponent, der sogenannte Rüssigkeitsindex.
Abb. 2.12 zeigt die Zusammenhänge von verschiedenen rheologischenModellen graphisch.
D)C
cc(0Q.
£<x>JCoCO
Schergeschwindigkeit —dz
Abb. 2.12: Rheologische Modelle für nicht-Newton'sche Flüssigkeiten (aus Ricken¬
mann, 1990).
54 2 GRUNDLAGEN
Annen (1961) ordnet im Diagramm Schubspannung 1 - Schergefälle du/dz
Klärschlamm den pseudoplastischen Rüssigkeiten zu. Damit lässt sich der
Ansatz
x = k-(du/dz)"' (2.45)
anwenden. Für seine Untersuchungen benutzte Annen (1961) ein
Rotationsviskosimeter, da sich das Kapillarviskosimeter wegen seiner
Verstopfungsanfälligkeit nicht eignet. Werden die Fliesskurven von
Klärschlamm in ein logarithmisches Netz eingetragen, so ergibt sich
allerdings nicht genau die von der obigen Formel her geforderte Gerade,
sondern eine Kurve mit wachsendem Anstieg. Die Strukturziffer n' und die
Steifigkeit k sind für Belebtschlamm also keine Konstanten,sondern
ihrerseits wieder Funktionen des Schergefälles du/dz oder der Schubspan¬
nung t. Neben Griessuspensionen hat Annen (1961) Faulschlämme mit
Dichten von p = 1.02 bis 1.045 t/m3 untersucht.
Da kein einziges kommerziell erhältliches Rotationsviskosimeter für die
rheologische Untersuchung von Belebtschlamm von Dick und Ewing
(1967a) als geeignet befunden wurde, konstruierten sie ein Viskosimeter,
bei dem der Spalt zwischen den beiden Zylindern und die Rauhigkeit der
Oberflächen vergrössert wurden, damit ein Gleiten zwischen der
Suspension und der Zylinderoberfläche vermieden werden konnte. Der
Spalt zwischen den Zylindern sollte mindestens 10 mal so gross wie die
grössten Partikel sein. Für die Versuche durfte nur der äussere Zylinder
gedreht werden, damit laminares Riessen gewährleistet war. Ihre Unter¬
suchungen haben gezeigt, dass Belebtschlamm ein pseudoplastisches oder
plastisches Verhalten aufweist und zudem thixotrop ist. D. h. also, dass
auch bei Belebtschlamm interne Strukturen durch Scherkräfte aufge¬brochen werden können. Thixotropie stellt eine spezielle Art von Zeitab¬
hängigkeit dar: sie steht für den Effekt, dass die Viskosität unter konstanter
Scherbeanspruchung abnimmt und nach Beendigung der Beanspruchungwieder auf den Ausgangswert ansteigt. Die Scherspannung gehorcht dabei
dem folgenden exponentiellen Ansatz:
T=j-ek*TS, (2.46)
2 GRUNDLAGEN 55
wobei j und k* Konstanten sind, die durch Experimente ermittelt werden
müssen.
Luggen (1976) konnte mit einem speziellen Messverfahren
(Rotationsviskosimeter) auch zeitabhängige Eigenschaften (Thixoptropie)
des Schlammes reproduzierbar erfassen.
Wood und Dick (1975) untersuchten vier verschiedene Belebtschlämme auf
ihre rheologischen Eigenschaften und stellten fest, dass die ermittelten
Daten am besten dem Gesetz von Bingham-plastischen Materialien
gehorchten:
T = Tb+T1b{S' (2'4?)
wobei Tb die Bingham-Spannung und tjb die Bingham'sche Viskosität ist.
Es konnte eine starke Abhängigkeit der rheologischen Parameter von der
Schlammkonzentration und den biologischen Eigenschaften des Belebt¬
schlammes festgestellt werden. Bei ansteigender Konzentration nahmen
sowohl die plastische Viskosität als auch die Scherspannung xb zu. Steife,
fadenförmige Bakterien widerstehen höheren Scherspannungen als
Stäbchen- oder Bäumchenbakterien (zoogleal type Sludges).
Mit rheologischen Messungen, die alle mit einem kommerziell erhältlichen
Koaxialviskosimeter durchgeführt wurden, konnten Campbell und
Crescuolo (1982) die Auswirkungen einer chemischen Vorbehandlung von
Belebtschlamm voraussagen. Ihre Rheogramme (= Riesskurven) sind
allerdings nicht nur stark von der Beigabe der Chemikalien, sondern
ebensosehr von den Randbedingungen des Viskosimeters abhängig. Daher
ist die Verwendung von rheologischen Daten aus der Literatur relativ
riskant, sofern die Details der Untersuchung nicht bekannt sind. Aus
diesem Grunde meinen Campbell und Crescuolo (1982), dass das Konzeptder Scherspannung und der "scheinbaren" Viskosität nur beschränkt
anwendbar ist. Sie propagieren die Anwendung der Ableitung der
Fliesskurve bzw. die Verwendung einer momentanen Viskosität
(instantaneous viscosity).
56 2 GRUNDLAGEN
In einer Untersuchung von Dick und Bück (1985) wurden Theologische
Messungen einerseits mit einem kommerziell erhältlichen Viskosimeter
und andererseits mit einem speziell hergerichteten Viskosimeter mit einem
grösseren Spalt zwischen den Zylindern und aufgerauhten Zylinderober-flächen durchgeführt. Die beiden verwendeten Viskosimeter zeigen gegen¬
sätzliche Theologische Eigenschaften von Belebtschlamm auf. Mit dem
kommerziell erhältlichen Viskosimeter wurde für Belebtschlamm ein
pseudoplastisches Verhalten ermittelt, mit dem speziell hergerichtetenViskosimeter zeigt Belebtschlamm ein Verhalten wie eine Bingham'sche
Rüssigkeit. Die Autoren vermuten nach dieser Untersuchung, dass bei
sämtlichen bisherigen Untersuchungen, bei denen auf thixotropesVerhalten von Belebtschlamm geschlossen wurde, ungewollte Sedimen¬
tationsprozesse dafür verantwortlich waren. Wie Murgänge und Lava¬
ströme sind also auch Belebtschlämme in der Abwassertechnik am
häufigsten in die Kategorie der Bingham'schen Flüssigkeiten einzuord¬
nen.
2.2.5 Mikrobiologie
Für den Betrieb von Nachklärbecken spielen v. a. die mikrobiologischenProzesse eine Rolle, die zu Blähschlamm oder Schwimmschlamm führen.
Blähschlamm liegt dann vor, wenn durch die Entwicklung von fadenför¬
migen Mikroorganismen die Absetzeigenschaften des belebten Schlammes
so weit verschlechtert werden, dass der Verdünnungsschlammindex mehr
als 150 ml/g beträgt (Eikelboom und van Buijsen, 1987). Um möglichstviele Mikroorganismen im System zu halten und Schlammabtreiben aus
der Nachklärung zu verhindern, gilt es, Blähschlamm tunlichst zu
vermeiden. In ATV (1988a), Matsche (1989), Bundesamtßr Umwelt, Wald
und Landschaft (1990), Kappeier und Gujer (1990) und Lemmer (1992)
sind wesentliche Ursachen für die Blähschlammbildung und dazugehörige
Bekämpfungsmassnahmen aufgelistet. Etwa 30 verschiedene fadenförmigeBakterienarten (z. B. Microthrix parvicella, Sphaerotilus natans, Typ 021N,
Actinomyceten etc.) können Blähschlamm verursachen. Eine der
wichtigsten Voraussetzungen für die Blähschlammbekämpfung ist also die
Bestimmung der fadenförmigen Mikroorganismen (Lemmer, 1992). Sofern
die Abwasserbeschaffenheit als Ursache von Blähschlamm in Frage
2 GRUNDLAGEN 57
kommt, handelt es sich meist um Abwässer mit einem hohen Gehalt an
insbesondere niedermolekularen Kohlenhydraten, Zuckern und organi¬schen Säuren im Zulauf zur Belebung. Häufig ist die Ursache für hohe
Schlammindices auch ein Mangel an Stickstoff oder Phosphor. LangeVerweilzeiten im Kanalnetz oder in der Vorklärung, sowie Sauerstoffkon¬
zentrationen unter ca. 2 mg/1 können ebenfalls zur Bildung niederer organi¬scher Säuren und damit zu Blähschlamm führen. Oberflächenaktive
Substanzen (Tenside) wie Detergentien begünstigen das massenhafte
Wachstum von Actinomyceten (z. B. Nocardia). Ein hohes Schlammalter
und Gaseinschlüsse sind ebenfalls Blähschlamm-fördernd.
Weniger stark von Blähschlammbildung betroffen sind Belebungsanla¬
gen ohne Vorklärung, Belebungsanlagen mit aerober Schlammstabili-
sation, Belebungsanlagen mit simultaner chemischer Fällung und
Belebungsanlagen, denen Tropfkörper ohne Zwischenklärung vorgeschal¬tet sind. Belebungsanlagen mit pfropfendurchströmten Becken, Belebungs¬
anlagen mit einer vorgeschalteten hochbelasteten Kontaktzone (Selektor)
und Belebungsanlagen mit vorgeschalteter Denitrifikation oder einer
anaeroben Zone, wie man sie z. B. auch für die biologische Phosphorent¬
fernung benötigt, sind ebenfalls weniger stark mit Blähschlammproblemenkonfrontiert.
Kappeier et al. (1993b) empfehlen bei der Beurteilung von Problemen mit
massenhaftem Wachstum von fadenbildenden Mikroorganismen vier
Gruppen zu unterscheiden: Aerober Blähschlamm, Schwimmschlamm
infolge von Actinomyceten, Blähschlamm und Schwimmschlamm in
schwach belasteten Anlagen und Blähschlamm infolge Sulfid-oxydie-render Bakterien. Für den Fall "Aerober Blähschlamm", der nur in aero¬
ben Anlagen vorkommt, in denen keine nennenswerte Nährstoffelimination
stattfindet, stellt Kappeier (1992) ein mathematisches Simulationsmodell
vor. Obwohl festgestellt werden konnte, dass ausgeprägte Denitrifikation
im Schlammbett der Nachklärung massenhaftes Wachstum von obligataeroben Fadenbildnern verhindert, ist das Liegenlassen von Belebt¬
schlamm in der Nachklärung keine sinnvolle Strategie zur Bekämpfungvon Blähschlamm. Gründe dafür sind einerseits die Schwächung der
Nitrifikantenpopulation und andererseits die Gefahr, dass infolge der
Denitrifikationsprozesse die Löslichkeitsgrenze für Stickstoff im
58 2 GRUNDLAGEN
Schlammbett überschritten wird und sich möglicherweise ein "Schwimm-
schlammdecker1 auf der Nachklärung bildet (Gujer, 1982, Kappeier et al,
1993a). Da es absehbar ist, dass die grösseren schweizerischen Kläranla¬
gen zukünftig in Richtung Nährstoffelimination ausgebaut werden, wird
das Problem des "aeroben Blähschlammes", der nur in aeroben Anlagen
auftritt, in den Hintergrund treten. Den Phänomenen "Schwimmschlamm
infolge Actinomyceten" und "Bläh- und Schwimmschlamm in schwach
belasteten Anlagen" wird daher in Zukunft mehr Beachtung geschenktwerden müssen.
Mit einer hochbelasteten Kontaktzone (Selektor) oder durch eine diskon¬
tinuierliche Beschickung werden die Nahrungs- und Milieubedingungen so
verändert, dass die flockenbildenden Mikroorganismen gegenüber den
fadenbildenden einen Wachstumsvorteil haben. Bei flockenbildenden
Mikroorganismen ist der Sättigungsbeiwert Ks' höher als bei fadenbilden¬
den. Daher haben die flockenförmigen Mikroorganismen erst bei hohen
Substratkonzentrationen gegenüber den fadenbildenden einen Wachstums-
vorteil. Dieser Zusammenhang ist in Abb. 2.13 dargestellt:
CO
*ii<D
S?CO
E3
I
i überwiegendesWachstum
Artl Art IIArt II (=flockenbildendeMikroorganismen)
Artl (=fadenförmigeMikroorganismen)
KSM Ks',11Substrat Konz. S' [ kg/m3 ]
Abb. 2.13: Konkurrenzfähigkeit von flockenbildenden und fadenförmigen Mikroorga¬
nismen in Abhängigkeit der Substratkonzentration (nach ATV, 1988a).
2 GRUNDLAGEN 59
Die Monod-Kinetik, eine Wachstumskinetik, die auf experimentellenDaten beruht, stellt den empirischen Zusammenhang zwischen Wachs¬
tumsgeschwindigkeit ji1 und Substratkonzentration S' dar:
r^^'R—JT (2.48)
|x'm steht dabei für die maximale Wachstumsgeschwindigkeit und Ks* ist
der Sättigungsbeiwert oder die Affinitätskonstante, d.h. diejenige Substrat¬
konzentration, bei der die halbe maximale Wachtumsgeschwindigkeiterreicht wird. Fadenförmige Mikroorganismen scheinen also physiologischsehr gut an nährstoffarme Bedingungen angepasst zu sein.
In den Niederlanden (Eikelboom, 1982) wurde anhand von Versuchen
entdeckt, dass bei einer hohen sogenannten "Flockenbeladung" = Substrat¬
Auch Kehr (1960) hält an der Bemessung nach Oberflächenbeschickungund Aufenthaltszeit fest, betont aber auch die Wichtigkeit der hydrauli¬schen Verhältnisse (hydraulischer Wirkungsgrad = Verhältnis Tm/0).
Erst Pflanz (1966) führt mit der Berücksichtigung des Trockensubstanzge¬haltes (TSbb) die Bedeutung der zweiten Phase ein. Da der Trocken¬
substanzgehalt den Absetzvorgang beträchtlich beeinflusst, führt er den
Begriff der Feststoffoberflächenbeschickung qTA ein.
qTA = qA-TSßB [kg/m2.h] (2.53)
Damit der Schwebstoffgehalt im Beckenablauf TSe < 30 mg/1 ist, muss die
Feststoffoberflächenbeschickung qTA zwischen 1.5 - 4.0 kg/m2-h liegen.Auch Hörler (1968) betont die Wichtigkeit dieses Parameters, da infolgeder Dichteunterschiede die Dimensionierung von Nachklärbecken keines¬
falls mit derjenigen von Vorklärbecken zu vergleichen ist. Für einen
kostengünstigen Betrieb zeigt er, dass die Summe der Beckenvolumina von
Belebungs- und Nachklärbecken bei einem Trockensubstanzgehalt von 3 -
4 g/1 minimal wird.
Da die zulässige Feststoffoberflächenbeschickung mit steigendem
Trockensubstanzgehalt TSbb fällt, findet Merkel (1971) allerdings, dass sie
als Bemessungsparameter nicht unbedingt geeignet sei. Er empfiehlt die
zusätzliche Berücksichtigung des Rücklaufschlammflusses Qrs und die
Berücksichtigung der bei Regenwetter vom Belebungsbecken ins Nach¬
klärbecken zusätzlich verlagerten und dort zu speichernden Schlammenge.Für den Klarwasserüberstand fordert er eine Höhe hi > 0.5 m.
Feldversuche zeigten Pflanz (1966) die Bedeutung der Absetzeigen¬schaften von Belebtschlamm in Form des Schlammindexes ISV. Bei seinen
Untersuchungen stellte er fest, dass die zulässige Feststoffoberflächen-
beschickung von 1.6 auf 1.0 kg/m2-h sank, als der Schlammindex von 155
auf 300 ml/g anstieg. Der Schlammindex entspricht dem Quotienten aus
Vergleichsschlammvolumen VSV [ml/1] und dem TrockensubstanzgehaltTSbb [kg/m3]:
VSV = ISV-TSbb [ml/1]. (2.54)
2 GRUNDLAGEN 65
Schlammspiegelmessungen von Fleckseder (1992) haben später allerdings
gezeigt, dass TSbb und ISV nicht ganz voneinander unabhängig sind. Für
höhere TSbb konnten durchwegs geringere Schlammindices beobachten
werden.
Obwohl zwar bereits Pflanz (1966) die Wichtigkeit der Absetzeigen¬schaften des Schlammes erkannte, wurden diese konkret erst durch die
Einfuhrung der Schlammvolumenbeschickung qsv = qA'TSßB'ISV durch
Kalbskopf und Londong (1970) in die Nachklärbeckendimensionierung
aufgenommen. Dabei sollte die Schlammvolumenbeschickung folgendenGrenzwert nicht überschreiten:
qsv = qA-TSßB-ISV < 200 - 400 l/m2.h. (2.55)
Ein ganz zentraler Punkt bei der Bemessung eines Nachklärbeckens bildet
die Auslegung der Einlaufkonstruktion. Dabei geht es in erster Linie um
eine gleichmässige Verteilung des zufliessenden Schlamm-Wasser¬
gemisches auf die gesamte Beckenbreite bzw. den gesamten Beckenum¬
fang und um eine möglichst einwandfreie Umwandlung der Zulaufenergie.
Neben dem Geiger-Einlauf (Geiger, 1949) wurde von Pöpel und Weidner
(1963) und von Weidner (1967) ein Verfahren zur Bemessung einer
weitverbreiteten Einlaufkonstruktion (Stuttgarter-Einlauf) entwickelt, die
der Energieumwandlung des Zulaufs ebenfalls besondere Beachtungschenkt. Ihre Bemessungshinweise für Absetzbecken beinhalten Angabenüber Breiten-/Längenverhältnis (B:L > 1:4 -1:5), minimaler Froudezahl (F
> 5-106) und Begrenzung der Beckentiefe auf 2.80 m. Während diese
beiden Einlaufformen eher bei Rechteckbecken zu finden sind, haben sich
für den Einlauf von Rundbecken mehrheitlich die von Wiegmann und
Müller-Neuhaus (1951) vorgestellten Schlitzzylinder um das Mittelbau¬
werk durchgesetzt (vgl. auch Abb. 2.20).
2.3.2 Bemessung nach ATV
Die Bemessungsrichtlinien der ATV, die in Mitteleuropa allgemeinanerkannt und weit verbreitet sind, waren in den vergangenen Jahren einem
steten Wandel unterworfen. Trotzdem erfolgt die Dimensionierung von
66 2 GRUNDLAGEN
Nachklärbecken gemäss ATV (1991) nach ähnlichen Prinzipien wie
diejenige in ATV (1973). Im wesentlichen wird gemäss ATV (1991) nach
den folgenden drei Schritten vorgegangen:
1. Bestimmung der Beckenoberfläche A.
2. Bestimmung des erforderlichen Rücklaufverhältnisses
RV = Qrs/Q.
3. Bestimmung der Beckentiefe H.
Die einzelnen Schritte, zu denen Resch und Steinmann (1991) praktischeHinweise und Bemessungstafeln angeben, sind nachfolgend etwas
detaillierter aufgeführt:
1. Bestimmung der Nachklärbeckenoberfläche:
Für die zulässige Oberflächenbeschickung qA zul bzw. die zulässige
Schlammvolumenbeschickung qsv zul von horizontal durchströmten
Nachklärbecken gelten die folgenden Grenzwerte, damit der Schwebstoff¬
gehalt TSe im Beckenablauf den gesetzlichen Grenzwert von 20 mg/1
nicht überschreitet:
qA zul = qsv/VSV < 1.6 m/h und (2.56)
qsvzul<4501/m2.h. (2.57)
2. Bestimmung des erforderlichen Rücklaufverhältnisses RV:
Für die Bestimmung der Rücklaufschlammkonzentration TSrs kann nach
ATV (1988b) ohne besonderen Nachweis für Schildräumer TSrs ~
0.7-TSbs und für Saugräumer TSrs ~ 0.5 - 0.7-TSbs angesetzt werden. Die
Bodenschlammkonzentration TSbs kann graphisch oder mit der folgenden
Formel ermittelt werden (ATV, 1991):
TSBS=^0-V^ (2-58)BS
ISy"V E
2 GRUNDLAGEN 67
tE steht für die Eindickzeit in [h].
Für die maximal erreichbare Rücklaufschlammkonzentration ist der Ansatz
von Bloodgood (1940) weitverbreitet:
TSrs = 1'000/ISV. (2.59)
Pflanz (1966) behauptet allerdings, dass die Rücklaufschlammkonzen¬
tration in Nachklärbecken noch höhere Werte annehmen kann, da die
Eindickung im Becken besser sei als im Absetzzylinder. Er gibt den vom
Prinzip her gleichen Zusammenhang wie folgt an:
TSrs = 1'200/ISV. (2.60)
An der Formel von Merkel (1971), die ebenfalls den Feststoffgehalt im
Rücklaufschlamm TSrs beschreibt, kritisiert Rolle (1990) v. a., dass sie
nicht dimensionsecht ist und dass die Ermittlung des Eindickvolumens V4,
das zur Berechnung der Eindickzeit ty nötig ist, in der Praxis sehr aufwen¬
dig ist. Die Formel von Merkel (1971) lautet:
TS,« =1.01.tj31~ in [kg/m3]. (2.61)
Mit Hilfe einer Dimensionsanalyse entwickelt Rolle (1990) die folgende
Beziehung:
TSRS =2.15TSBB
-lO.l
-^ARS.(2.62)
die sich als korrekt erweist, wenn im Nachklärbecken hinsichtlich der zu-
und abgeführten Feststoffe Gleichgewicht vorliegt. In einer biologischen
Kläranlage trifft dies mit gewissen Einschränkungen für den Trocken¬
wetteranfall (TW) zu. Für den Regenwetteranfall (RW) ist durch kürzere
Verweilzeiten in der Vorklärung mit einer Reduzierung der Schlammindi¬
ces zu rechnen. In Formel (2.62) setzt Rolle (1990) für die Sinkgeschwin¬digkeit vs in [m/h] die folgende Beziehung ein:
68 2 GRUNDLAGEN
vs = 10-7-VSV-2-8, (2.63)
wobei das Vergleichsschlammvolumen VSV in [ml/1] einzusetzen ist.
Obwohl Rolle (1990) keine mathematisch zufriedenstellende Lösunganbieten kann, empfiehlt er für die Konzentration des Rücklaufschlammes
bei Regenwetter die Richtlinie der ATV:
TSrs (RW) = TSrs (TW) + 2 in [kg/m3]. (2.64)
Grundsätzlich gilt im Gleichgewichtszustand die Massenbilanz
TSRS=TSBB-^^ (2.65)
TSbzw. RV = —^~"- (2-66)
TSRS ~ TSBB
Daraus lässt sich das erforderliche Rücklaufverhältnis
RV = Qrs/Q (2.67)
ermitteln, wobei Q für den Beckendurchfluss und Qrs für den Rücklauf-
schlammfluss stehen.
3. Berechnung der Beckentiefe:
Für die Berechnung der Beckentiefe werden in der Vertikalen vier Zonen
unterschieden, deren Namen auf ihre Funktion hinweisen. Zuoberst befin¬
det sich die Klarwasserzone, die gegen unten durch die Feststoffge-haltsisokline von 50 mg/1 begrenzt wird. Anschliessend folgen Trennzone,
Speicherzone und schliesslich zuunterst die Eindick- und Räumzone (Abb.
2.17). Gemäss ATV (1991) soll die minimale Beckentiefe 3 m nicht unter¬
schreiten.
2 GRUNDLAGEN 69
QoKlarwasserzone ~^~ hi
Trennzone h2
Speicherzone h3
Eindick-u.Räumzone
Yh4
1Hmins3.0m
i Qrs
Abb. 2.17: Zonen und Tiefen von längsdurchströmten Nachklärbecken (nach ATV,
1991).
Die Bemessungsformeln nach ATV (1991) lauten wie folgt:
Für den Regenwetterfall empfehlen Kauch und Ditsios (1987) die Höhe
h2,4 mit dem Faktor 1.2 bis 1.3 zu multiplizieren, was dann die Summen¬
höhe h2,3,4 ergibt.
Für einen hohen Schlammindex wird die Schlammhöhe h2,4 im Nachklär¬
becken trotz gleichem Vergleichsschlammvolumen im Belebungsbecken
höher als bei einem niedrigen Schlammindex. Eine verbesserte Bemes¬
sungsformel für h2,4 soll diesem Umstand Rechnung tragen (Ditsios,
1988). Für ein Vergleichsschlammvolumen im Belebungsbecken zwischen
100 und 800 ml/1, eine Oberflächenbeschickung zwischen 0.25 und 1.5
m/h, ein Rücklaufverhältnis zwischen 0.25 und 1.5 und für Schlammindi¬
ces zwischen 70 und 260 ml/g ermittelte Ditsios (1988) einen statistischen
Zusammenhang zwischen der Schlammhöhe h2,4 und den oben erwähnten
Betriebsparametern:
h24=f1-93'ISV+0.87>l-^^(RV
+ l)(l.36-qA2+0.61qA).(2.74)2,4 l 1000 ) 1000
v HA/A ;
Hanisch (1983) kam mit Naturversuchen an einem Rundbecken zur
Einsicht, dass der Beckenzufluss einen bedeutend grösseren Einfluss auf
die Eindick- und Räumzonenhöhe I14 hat als das Rücklaufverhältnis RV.
Die Naturversuche von Günthert (1984a und 1984b) an runden Nachklär¬
becken ergaben einen einfachen Zusammenhang zwischen Schlammvolu¬
menbeschickung qsv [l/m2-h] und der Eindickzonenhöhe I14 [m]:
I14 = - 0.116 + 0.004-qsv- (2.75)
Mit einer Erhöhung der Räumgeschwindigkeit konnte eine Reduktion der
Schlammspiegelhöhen von bis 40 % erreicht werden (Günthert 1984a). Bei
gesondertem Nachweis ist bei einer erhöhten Räumleistung eine Reduktion
der Eindickhöhe möglich:
iM.red = 0.004-qsv (tr/n*) - (s - 0.4) in [m], (2.76)
wobei tr die Räumerumlaufzeit in [h], qsv die Schlammvolumen¬
beschickung in [l/m2-h], n* die Anzahl der Räumerarme und s die
Räumschildhöhe bedeuten.
72 2 GRUNDLAGEN
Zudem stellte Günthert (1984a) fest, dass bei den untersuchten Rund¬
becken ein Kurzschlussstrom entsteht, der statt in den Absetzraum des
Beckens direkt in den Schlammtrichter geht. Dieser Anteil k1 bezogen auf
den gesamten Zufluss (Qo = Q + Qrs) wurde empirisch ermittelt:
k = 23.47-lnRV - 73.33 in [%]. (2.77)
RV steht für das Rücklaufverhältnis, das ebenfalls in [%] in die Rechnung
eingegeben werden muss. Dieser Kurzschlussstrom konnte mit
Markierungsversuchen bereits wenige Minuten nach Eingabe im Rücklauf
festgestellt werden.
Billmeier (1976) stellte fest, dass bei hohen Schlammvolumenbe¬
schickungen qsv die Beckentiefe einen ganz entscheidenden Faktor für die
Effizienz eines Nachklärbeckens darstellt. Da für die Absetzleistung von
Nachklärbecken also nicht nur dessen Oberfläche, sondern auch das
Rücklaufverhältnis und die Beckentiefe eine Rolle spielen, führte Billmeier
(1978 und 1979b) den Begriff der spezifischen Raumbelastung als
Verhältnis der mit um den Rücklauf vergrösserten Schlammvolumen¬
beschickung qsv(l+RV) und der Beckentiefe H ein.
qsv(l + RV)[1/m3.h] (278)H
Für den Feststoffgehalt im Beckenablauf fand Billmeier (1978) durch seine
Untersuchungen an Natur-Nachklärbecken die folgende bekannte Formel:
TSE=3.15-10-qsv(l + RV)
H[g/m3]. (2.79)
Ditsios (1984) und Kauch und Ditsios (1987) stellten einen Zusammen¬
hang zwischen dem Schwebstoffgehalt im Beckenablauf TSe und der
Oberflächenbeschickung qA und dem Vergleichsschlammvolumen VSV
dar. Sie stellten dabei fest, dass TSe eine Funktion dieser beiden Parameter
ist, dass aber der Schwebstoffgehalt im Ablauf - im Gegensatz zu Billmeier
(1978) - unabhängig vom Rücklaufverhältnis RV ist!
2 GRUNDLAGEN 73
Der Zusammenhang ist wie folgt:
TSe =
Tööö' (c°+Cl'qA' ^ [mg/1]' (2-80)
wobei qA in [m/h] eingesetzt werden muss und für die Versuchsanlage co =
13.8 und ci = 59.4 ergeben haben. Die Versuche wurden für Rücklaufver¬
hältnisse von RV = 0.5,1.0 und 1.5 bzw. Vergleichsschlammvolumina von
VSV = 100,200 und 300 ml/1 durchgeführt.
Aus den Versuchsergebnissen an der Anlage in Graz kann Kainz (1991)
einen Zusammenhang zwischen dem Schlammabtrieb TSe in [mg/1], der
Höhe der Klarwasserzone hi in [m], der Kantenbeschickung qi in [m3/m'-h]
und des Vergleichsschlammvolumens VSV in [ml/1] aufstellen:
TS, =
VSV'
El'OOO 1.5.h%0.3J "^ <2-81>
Aufgrund von praktischen Erfahrungen und aufgrund von Versuchen von
Renner (1978) und Geiger (1982) werden in ATV (1988b) für die
verschiedenen Räumsysteme wie Schildräumer, Bandräumer und
Saugräumer die Parameter wie Anzahl Räumschilde, Räumintervall,
Räumgeschwindigkeit, Räumbalkenhöhe, Räumbalkenabstand sowie
Anzahl und Durchmesser der Saugrohre erläutert. Für Bandräumer werden
z. B. die folgenden Werte angegeben:
Räumgeschwindigkeit vr: 1-3 cm/s (= 36-108 m/h)
Räumbalkenhöhe hr: 0.15 - 0.30 m
Räumbalkenabstand ar: bis 6 m
Räumbalkenlänge br: bis 10 m.
Mit Hilfe einer Feststoffbilanz, der Räumfrequenz nr [1/h], der Anzahl der
Räumerarme n*, des Räumfaktors 8 (= Anzahl der Räumerumläufe bis der
Schlamm vom Beckenrand in den Schlammtrichter geräumt ist) und der
Schlammvolumenbeschickung qsv ermittelt Billmeier (1988a und 1988b)die Schildräumerhöhe hr für Rundbecken empirisch:
74 2 GRUNDLAGEN
, (0.65-0.23 lnRV)(H-RV)-qsv-8r n
"' =
(„*.„r)2'M000[m]- e-82)
In der obigen Formel ist für ein Rücklaufverhältnis RV von 0.2 < RV < 1.8
ein im Kurzschluss geförderter Feststoffanteil von
k' = 0.35 + 0.23-ln RV (2.83)
mitberücksichtigt.
2.3.3 Feststofffluss-Methode
Während im deutschsprachigen Europa die Bemessung der Nachklär¬
becken vorwiegend aufgrund der oben dargestellten Schritte erfolgt, so
setzte sich im anglo-amerikanischen Raum die Feststoffflussmethode
(Solid-Flux-Method) durch. Dick und Ewing (1967b und 1970) führten
diese Methode, die auf dem Absetzkonzept von Kynch (1952) basiert in
den U.S.A ein. Abb. 2.18 verdeutlicht das Prinzip dieses Verfahrens,
dessen Anwendung v. a. für die Dimensionierung von Rundbecken
geeignet ist. Die Kombination der Absetzgeschwindigkeit vs und des
Feststoffgehaltes TSbb ergibt den Stofffluss gs infolge Sedimentation. Zu
diesem Fluss wird der Feststofffluss infolge Rücklaufschlamm gARS
addiert, was zusammen den totalen Feststofffluss gt durch einen horizonta¬
len Nachklärbeckenschnitt ergibt. Die graphische Ermittlung des totalen
Feststoffflusses kann auch ganz ähnlich nach Yoshioka et al (1957)
erfolgen. Balslev et al. (1994) entwickelten eine auf der Feststofffluss¬
methode basierende Strategie zur Online-Kontrolle von Nachklärbecken.
Das relative Minimum des totalen Massenflusses wird als limitierender
Feststofffluss gi bezeichnet und ist für die Gesamtleistung des Nachklär¬
beckens massgebend. Die Nachklärbeckendimensiomerung in den U.S.A
basiert noch heute (vgl. Metcalf & Eddie, 1979 und 1991) auf diesem
Prinzip, wobei zuerst die erforderliche Flächen- und Volumenbestimmung
für den Absetzvorgang bestimmt wird und anschliessend diejenige für den
Eindickvorgang. Konkrete Hinweise für die Dimensionierung von Nach-
2 GRUNDLAGEN 75
klärbecken werden auch vom ASCE Task Committee (1979) gegeben. Eine
breitere Zusammenstellung findet sich bei Horvath (1994).
Absetzgeschwtndigkelt
Vr-TS[kg/m2h]
TS
[kg/m3]TS
[kg/m3]
V.-TS[kg/m2h]
SedimentatlonsfluM 9»
Vs.TS+Vn'TS[kg/m2h]
Totaler MassenfluM 9t
. TS
[kg/m2h]^.
TS
TSbb, TSrs, \W<nP\
Abb. 2.18: Prinzip der Feststofffluss-Methode (Solid-Flux-Method).
Anderson (1981) verglich die effektiv vorhandenen Verhältnisse von
verschiedenen Nachklärbecken, die theoretisch unter limitierenden
Stoffflussbedingungen arbeiten sollten, mit der Feststoffflussmethode und
mit Absetzversuchen. Er stellte dabei mit aus der Literatur entnommenen
Daten fest, dass alle untersuchten Anlagen (drei Rundbecken mit einem
Durchmesser zwischen 30 und 40 Metern, Pilotanlage, Absetzzylinder)eine geringere Effizienz haben als theoretisch ermittelt. Die Erklärungdafür liegt darin, dass die Vorausetzungen für die Stoffflussmethode
(uniforme Schlammentnahme über die ganze Beckenfläche, gleichmässigeAbwärtsströmung, Schlammkonzentration am Boden = Schlammkonzen¬
tration im Rücklaufschlamm) in Nachklärbecken nur z. T. erfüllt werden.
Severin (1991) präsentiert ein Modell ("rate-of-failure-model"), das viel
weniger aufwendig als die Feststoffflussmethode ist und daher für den
praktischen Einsatz geeigneter sein sollte.
76 2 GRUNDLAGEN
2.3.4 Schlussbemerkungen
Im allgemeinen kann festgehalten werden, dass die Bemessungsregeln für
Nachklärbecken immer konservativer wurden, was sich natürlich positiv
auf die Belastung der Vorfluter von Kläranlagen auswirkt. Wird bei A7V
(1973) noch eine zulässige Schlammvolumenbeschickung von 600 l/m2h
angegeben, so sinkt diese bei ATV (1991) für horizontal durchströmte
Nachklärbecken auf 450 l/m2-h und bei Billmeier (1992) gar auf 300
l/m2-h. Für die zulässige Schlammvolumenbeschickung stellt Billmeier
(1993) folgende Bedingung auf:
190Hr1 , 2 L1
qsv-=iW1/m hL (2-84)
Renner (1980) kritisiert, dass das Modell von Merkel (1971), das auf dem
Modell von Dick (1970) aufbaut und als Grundlage für die Bemessungs¬richtlinien der ATV dient, im Prinzip vom ideal lotrechten Absetzvorgang
ausgeht. Diese Voraussetzung ist höchstens bei vertikal durchströmten
Becken und bis zu einem gewissen Grad bei Rundbecken gegeben. Auf die
im Nachklärbecken vorhandenen Dichteströmungen, die horizontale
Fliessgeschwindigkeiten von bis zu 5 cm/s oder mehr erreichen, wird dabei
nicht eingegangen.
Für die Ermittlung der RücklaufscWammkonzentration entwickelten Roche
et al. (1995) mit Hilfe von Absetzversuchen eine Beziehung, die vom
Schlammindex ISV und von der Schlammkonzentration im Belebungs¬becken TSbb abhängt. Nachteilig bei dieser Formel scheint die Tatsache,
dass die schwierig zu ermittelnde Verweilzeit des Schlammes in der
Nachklärung ein Parameter ist.
Otterpohl und Freund (1990) stellten mit Online-Messungen auf einer
Kläranlage fest, dass bei zunehmender hydraulischer Belastung, die
BelebtscWammkonzentration im Schlammbett der Nachklärung auf Kosten
der Belebtschlammkonzentration in der Belebung ansteigt, was eigentlichnichts anderes als die Schlammverlagerung nach ATV (1991) widerspie¬
gelt. Zeitlich leicht versetzt steigt auch die Schwebstoffkonzentration im
Ablauf der Nachklärung an. Die vorgestellten Messungen haben eindeutig
gezeigt, dass die herkömmliche Bemessung, die von Tagesdurchschnitts-
2 GRUNDLAGEN 77
werten ausgeht, diese dynamischen Prozesse nicht erfassen kann. Im
Hinblick auf Mischwasserbelastungen ist daher die dynamische 1D-
Simulation ein wertvolles Hilfsmittel, das wenn immer möglich verwendet
werden sollte.
Hinsichtlich der Strömungsverhältnisse in Nachklärbecken sind die
numerischen Simulationsmodelle leider noch zu wenig weit entwickelt, als
dass sie von der Praxis schon im Bemessungsstadium verwendet werden
könnten. Ein weiteres Problem ist das Fehlen von geeigneten Messdaten
unter dynamischen BelastungsVerhältnissen, die zur Eichung solcher
Modelle erforderlich sind.
2.4 VERBESSERUNG DER STROMUNGS- UND ABSETZVER¬
HÄLTNISSE
Verbesserungen der Strömungsverhältnisse in Nachklärbecken, die zu
erhöhten Absetzleistungen führen sollen, wurden mit Hilfe von Natur¬
messungen, hydraulischen Modellversuchen und numerischen Simulatio¬
nen entwickelt. Dabei kann zwischen Verbesserungen allgemeiner Natur,
solchen, die v. a. den Einlaufbereich betreffen, solchen, die v. a. die
Verhältnisse im Beckeninnern beeinflussen und schliesslich jenen, die sich
mit dem Nachklärbeckenablauf befassen, unterschieden werden.
2.4.1 Allgemeine Verbesserungen
Normalerweise ist bei rechteckigen, horizontal durchströmten Nachklär¬
becken der Beckenauslauf dem Beckeneinlauf gegenüberliegend. Bei
Rundbecken befindet sich das Einlaufbauwerk, wie sein Name Mittelbau¬
werk schon sagt, im Beckenzentrum. Die Strömung ist also von innen nach
aussen gerichtet. Der Schlammtrichter befindet sich bei den meisten
Nachklärbecken auf der Seite des Beckeneinlaufes, obwohl dies zu den
weiter oben bereits erwähnten unerwünschten Kurzschlüssen direkt in den
Trichter führt.
78 2 GRUNDLAGEN
Hinsichtlich Ort des Schlammabzuges empfiehlt schon Anderson (1945)
diesen beim Einlauf anzuordnen, da sich praktisch alle Feststoffe ohnehin
in den ersten zwei Dritteln des Beckens absetzen. Er bezweifelt die
Anordnung, die Gould (1943) beschrieben hat, bei der sich der Schlamm¬
trichter am Beckenende, unterhalb der Ablaufrinnen befindet. Gould
(1945) widerlegt Andersons Zweifel (Anderson, 1945) im Zusammenhangmit dem am Beckenende angeordneten Schlammtrichter mit Versuchs¬
ergebnissen von Nachklärbecken mit einer Länge von 26.5 m. Der Impulsder Dichteströmung und die Unterstützung der Räumbalken des
Bandräumers genügen, um den eingedickten Bodenschlamm an das
Beckenende zu transportieren. Bis zum am Beckenende liegendenSchlammtrichter findet gemäss Gould (1945) sogar eine zusätzliche
Eindickung des Bodenschlammes statt.
Schlegel und Fürer (1985) behaupten, dass die Sogwirkung vom Ablauf
her bei Rundbecken geringer sei als bei Rechteckbecken; diese Aussage
steht allerdings dem besseren hydraulischen Wirkungsgrad von Rechteck¬
becken (Camp, 1952) diametral gegenüber (vgl. auch Abb. 2.6b).
Ob die Durchströmung von Rundbecken von innen nach aussen oder von
aussen nach innen erfolgen soll, bleibt kontrovers. Katz und Geinopolos
(1957) stellen durch Modellversuche mit Wachskugeln fest, dass bei
peripherer Beschickung (und peripherem Ablauf) die Gefahr von
Kurzschlüssen viel kleiner ist als bei zentraler Beschickung. Boyle (1976)
zeigt, dass bei peripherer Beschickung höhere Belastungen möglich sind
und zwar unabhängig davon, ob sich der Ablauf im Zentrum des Beckens
oder wie der Zulauf am Beckenrand befindet. Ist der Ablauf bei zentralem
Zulauf am Beckenrand, so nehmen die Fliessgeschwindigkeiten theoretisch
immer mehr ab, was sich positiv auf die Absetzeffizienz auswirken sollte.
Bretscher et al. (1992) befürworten die Positionierung des Beckenaus¬
laufes auf der Einlaufseite sogar für rechteckige Becken. Dieses System
mag für kürzere Becken seine Berechtigung haben, ist aber bei sehr langenNachklärbecken u. a. dafür verantwortlich, dass ein grosser Teil des
Beckenvolumens kaum durchströmt wird.
Dass die Auswirkungen der ungünstigen Strömungsverhältnisse in Nach¬
klärbecken wie Kurzschlussströmung vom Einlauf zum Auslauf oder
Schlammabtrieb bei Regenwetter durch Erhöhung der Beckentiefe
2 GRUNDLAGEN 79
umgangen werden können, ist allgemein bekannt und wurde in Kapitel 2.3
am Beispiel der Dimensionierung von horizontal durchströmten Nachklär¬
becken abgehandelt. Neben Rockungsräumen werden von Parker und
Stenquist (1986) oder Tendaj-Xavier und Hultgren (1988), die Natur¬
messungen durchführten, auch tiefere Nachklärbecken gefordert. Abb. 2.19
zeigt, dass der Schwebstoffgehalt im Beckenablauf, der in Abhängigkeitder Oberflächenbeschickung dargestellt ist, mit zunehmender Beckentiefe
abnimmt.
TSE [mg/1]
60
50
40
30
20
10
-| 1 1 r
T~i 1 1 r n r
H=2.9m
//
.
//I H=3.7m
5.5m (mit Flockungskammer)-
J I L J I L J L
1.0 2.0 qA [m/h]
Abb. 2.19: Der Schwebstoffgehalt im Ablauf TSe nimmt mit zunehmender Beckentiefe
ab (aus Parker und Stenquist, 1986).
Bezüglich windinduzierter Strömungen stellte Anderson (1945) fest, dass
sich in den luvseitigen Ablaufrinnen mehr Rocken und in den leeseitigenAblaufrinnen weniger Rocken, dafür ein erhöhter Ablauf einstellen. Er
schliesst daraus, dass der effektive Ablauf bzw. dessen Qualität durch
Wind wenig beeinflusst wird. Auch Bretscher und Hager (1990) erwähnen,
dass die in Nachklärbecken vorherrschende Dichteströmung die Einflüsse
durch Temperatur und Wind bei weitem überwiegen. Dennoch zeigtGruhler (1965), dass infolge Wind Reduktionen des gesamten Wirkungs¬
grades zwischen 5 und 8 % entstehen können. Besonders anfällig auf
80 2 GRUNDLAGEN
Windeinflüsse sind Rundbecken. Diesem Problem kann mit genügendhohem Freibord (Im gemäss A7V, 1991) begegnet werden.
Dass eine zweistufige Nachklärung einer einstufigen überlegen sei,
bemerkte schon Krauth (1971). Lee et al. (1976) wiesen mit einer numeri¬
schen Untersuchung nach, dass mehrstufige Becken unempfindlicher auf
Zulaufschwankungen sind als einstufige. Auch Seyfried (1989) propagiertdie zweistufige Nachklärung und Fleckseder (1989) berichtet über ein
Beispiel auf einer Kläranlage, bei der die Flächenbeschickung bei
gleichbleibendem Schwebstoffgehalt im Nachklärbeckenablauf um über 20
% gegenüber der einstufigen Nachklärung erhöht werden konnte. Für
künftig steigende Anforderungen stellt sich jedoch die Frage, ob der
Aufwand für eine zweistufige Sedimentation nicht doch besser als Anzah¬
lung für eine in Zukunft ohnehin fällige Filtration aufgeschoben werden
sollte.
Bischofsberger und Günthert (1982 und 1983) führten eine Befragung auf
14 Kläranlagen durch und geben allgemeine betriebliche und konstruktive
Hinweise weiter.
Mulbarger et al (1985) führten Versuche an einer Pilotanlage
(Absetzversuche) und an den Rundbecken (Durchmesser = 34.1 m, Tiefe =
3.6 m) einer Kläranlage in Ohio durch, die Verbesserungen im Nachklär¬
beckenablauf bringen sollten. Ihre Erkenntnisse resultieren in einer
Begrenzung der Belebtschlammkonzentration TSbb < 1.5 g/1, um grössere
Absetzgeschwindigkeiten zu erhalten und einer Begrenzung der Schlamm¬
volumenbeschickung qsv < 588 l/m2-h. Betrieblich ist allerdings zu
bemerken, dass diese tiefe Belebtschlammkonzentration nicht unbedingtsinnvoll ist und sich diese Lösung in der Praxis kaum durchsetzen dürfte.
An einer Versuchsanlage mit einem Belebungbecken von 20 1 Inhalt und
einem Nachklärbecken von 60 1 Inhalt ging Veits (1976) der Frage der
Notwendigkeit eines Vorklärbeckens nach. Die Versuchsanlage konnte
sowohl mit Rohabwasser als auch mit vorgeklärtem Abwasser beschickt
werden. Er stellte dabei fest, dass ohne Vorklärung der Schlammindex
sinkt. Da aber die Belebtschlammkonzentration für dieselbe Reinigungs¬
leistung erhöht werden müsste, bleibt das Vergleichsschlammvolumen
2 GRUNDLAGEN 81
gleich und für den Absetzvorgang im Nachklärbecken entstehen keine
Änderungen.
Rolle (1991a und 1991b) stellt Untersuchungen vor, die zeigen, dass die
Entspannungsflotation als Alternative zur Nachklärung, diese mit
wirtschaftlichen Vorteilen entlasten kann.
Die einzelnen Verbesserungsmassnahmen, die im folgenden detaillierter
den Bereich des Beckeneinlaufs, das Beckeninnere und den Beckenablauf
behandeln, fasst Ströber (1994) zusammen:
- Einbau einer Lochwand bzw. tiefe Anordnung des Einlaufs.
- Optimierung der densimetrischen Froudezahl des Zulaufs.
- Gleichmässige, über den Umfang verteilte, Beschickung.- Einbau von Sohlstufen, -schrägen.- Anordnung einer Überfallwand (= Zwischenwand) im Becken.
- Einsatz von Saugräumern.- Anordnung des Auslaufs vor dem Beckenende.
- Rächenhafter Abzug durch mehrere Rinnen bzw. Tauchrohre.
2.4.2 Verbesserungen am Beckeneinlauf
Ob die Einlaufkonstruktion eines Nachklärbeckens nun aus einer oder zwei
Schlitzwänden besteht, ein Stuttgarter-, ein Geiger- oder ein Stengeleinlaufist, zentral dabei ist immer die gleichmässige Verteilung über den Zulauf¬
querschnitt und die Energiedissipation (Abb. 2.20). Bei Nachklärbecken
wird die Einlaufzone häufig durch eine Prall- bzw. Tauchwand von der
eigentlichen Absetzzone getrennt.
Fischerström et al. (1967) haben mit Naturversuchen an Rechteckbecken
auf 20 schwedischen Kläranlagen festgestellt, dass die vorwärts gerichtete
Sohlströmung im Durchschnitt nur etwa die untersten 60 cm der Becken¬
tiefe beanspruchen. Diese schlechte Volumenausnützung wollen sie mit
mehrstöckigen Becken oder durch tiefliegende Zuläufe, die den Boden¬
strom reduzieren, verringern.
82 2 GRUNDLAGEN
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mit 2 Schlitzwänden
Mit vorfabrizierten Betonelementen
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Abb. 2.20: Verschiedene Einlaufbauwerke:
a) Mittelbauwerk mit 2 Schlitzwänden (Wiegmann und Müller-Neuhaus,
1951).
b) Stuttgarter-Einlauf (Weidner, 1967).
c) Geiger-Einlauf: links klassisch und rechts mit vorfabrizierten Betonele¬
menten (Geiger, 1949).
d) Stengeleinlauf mit Prallteller zur Energieumwandlung.
2 GRUNDLAGEN 83
Driftkörpermessungen von Bretscher et al. (1984), Bretscher und Hager
(1990), Hager und Ueberl (1994), Baumer et al. (1995) und Ueberl (1995a
und 1995b) an Natur-Nachklärbecken zeigen, dass ein tiefliegender
Zulaufquerschnitt bei horizontal durchströmten Becken die typische
Dichteströmung reduzieren kann, und so die hydraulischen Verhältnisse
verbessert werden können. Bretscher et al. (1992) empfehlen aufgrund von
Naturdaten und theoretischen Überlegungen die Unterkante dieser Tauch¬
wand in einem Abstand von 30 - 60 cm zur Beckensohle zu plazieren. Die
dazugehörigen theoretischen Überlegungen, die mit Modellversuchen und
numerischen Simulationen erhärtet sind, stammen von Krebs (1989, 1991a
und 1991b). Krebs (1989,1993) hat wie Larsen (1976 und 1977) basierend
auf Energiebilanzen nachgewiesen, dass die besten Strömungsverhältnisseim Nachklärbecken dann erreicht werden, wenn die gesamte Zufluss¬
energie, die sich aus potentieller und kinetischer Energie zusammensetzt,
minimiert wird. Durch diese Minimierung ergibt sich bei einer densime-
trischen Froudezahl im Zulauf Fdo = 1 die optimale Zulaufhöhe hom als
Abstand von der Beckensohle zur Unterkante der Einlauftauchwand. Diese
optimale Einlauftiefe hom kann nach Krebs (1991b) gemäss folgenderFormel berechnet werden:
hom =
Dabei bedeuten qA die Rächenbeschickung in [m/s] bei Regenwetteranfall,RV das Rücklaufverhältnis, L die Beckenlänge in [m], po die Dichte des
Wasser-Belebtschlammgemisches (= ca. l'OOO kg/m3), Ap die Dichtediffe¬
renz zwischen Nachklärbeckenzufluss und Beckenwasser (Ap = TSbb
•[Pts - Pw]/pTs; Pts = Trockendichte der Biomasse = z. B. T450 kg/m3nach Larsen, 1977) und g die Gravitationskonstante (= 9.81 m/s2).
Mit Hilfe von zweireihig angeordneten Winkeleisen kann unmittelbar nach
dem Zulaufquerschnitt eine äusserst effiziente Energieumwandlung
vorgenommen werden, die sich v. a. in einer massiven Reduktion der
Geschwindigkeitsschwankungen äussert (Krebs et al, 1995).
ii j
(qA-(l + RV)L)2ApIT'*Po
(2.85)
84 2 GRUNDLAGEN
Numerische Untersuchungen von Zhou und McCorquodale (1992) bestäti¬
gen die positiven Effekte eines tiefen Beckenzulaufs. Für ein Rundbecken
in Natur fanden Zhou et al. (1992) eine optimale densimetrische Zulauf-
froudezahl von 0.38 - 0.58.
Die Modellversuche von Yee und Babb (1985) (Rechteckbecken mit einer
Länge von 3'594 mm, einer Breite von 914 mm und einer Tiefe von 572
mm) zeigten die positiven Auswirkungen von tiefen Zuläufen auf die
Strömungsverhältnisse. Die Dichteunterschiede des Zulaufs vom Becken¬
inhalt wurden bei diesen Versuchen mit Wasser unterschiedlicher Tempe¬raturen erzeugt.
Neben Grossversuchen ermittelten Konicek und Burdych (1988) mit
Laborversuchen, bei denen die Dichtedifferenz des Zuflusses durch
Temperaturdifferenzen erzeugt wurde, Durchflusskurven für unterschied¬
liche Einlauftiefen. Geringere Zulaufhöhen ergaben dabei grössere
Verweilzeiten.
Auch Schlegel (1994) empfiehlt zur Minimierung der potentiellen Zulauf¬
energie die Anordnung von tiefen Einlaufen.
Einzig Till et al. (1995) empfehlen einen hochliegenden Einlauf. Dieser
Vorschlag stiess in der Fachwelt allerdings auf heftige Kritik (z. B. TOR,
1995), zumal noch keine Betriebserfahrungen dazu vorliegen und numeri¬
sche Überprüfungen eine sehr schlechte Beckendurchströmung ergaben.
Felder (1992 und 1993) und Felder und Valentin (1992) entwickelten an
einem hydraulischen Modell eines Rundbeckens (D = 2.00 m, H = 0.52-
0.59 m) eine Coanda-Tulpe als Mittelbauwerk zur gleichmässigen Vertei¬
lung des Zulaufs. Die Strömungsverhältnisse, die sich dabei ergeben,
berechnete Kölling (1992) mit einem numerischen Modell für einen
Rundsandfang. Dieses Bauwerk, das eine gleichmässige Verteilung
gewährleistet, scheint für Sandfänge besser geeignet als für Nachklär¬
becken.
2 GRUNDLAGEN 85
2.4.3 Verbesserungen im Beckeninnern
Auch wenn eine günstige Konstruktion des Beckeneinlaufes Verbesse¬
rungen im Strömungsfeld bewirken kann, so ist dies bei weitem nicht die
einzige Massnahme für die Effizienzsteigerung von Nachklärbecken. Ein
grösserer Eingriff sind Einbauten im Beckeninnern, die die auf äussere
Einflüsse extrem empfindliche Dichteströmung verringern können. Solche
Einbauten haben den Vorteil, dass sie die relativ instabilen Verhältnisse
stabilisieren können. Eine andere Kategorie von Verbesserungsmass-
nahmen, die den Beckeninnenraum betreffen, sind die verfahrenstech¬
nischen und betrieblichen Möglichkeiten.
Einbauten
Dass die Sohlströmung durch Einbauten verringert werden soll, erwähnte
schon Weston (1904) in der Diskussion zum Beitrag von Hazen (1904). Er
propagiert den Einbau von geneigten Wänden.
War bei Amberger (1953) das Hauptargument für den Einbau von
geneigten Blechtafeln eine Erhöhung der Froude'schen Zahl und damit eine
Stabilisierung der Strömung, so erkannte Ingersoll (1955), dass mit
geneigten Zwischenwänden die Sohlströmung gebremst wird und die
Resuspension verhindert wird. Diese Konstruktionsidee ist in Abb. 2.21
dargestellt.
Abb. 2.21: Geneigte Zwischenwände zur Reduktion der Sohlströmung (nach Ingersoll,
1955).
86 2 GRUNDLAGEN
Bezüglich der Neigung der Zwischenwände stellten Rudolfs und Lacy
(1934) in Absetzversuchen fest, dass die Eindickung bei flacheren Nei¬
gungen rascher vor sich geht. Für ihre Versuche verwendeten sie Zylindermit Wandneigungen von 45, 60
,75 und 90°. Es geht also darum, einen
Kompromiss zu finden zwischen möglichst grosser Absetzoberfläche, also
möglichst flacher Neigung, und betrieblich genügend steiler Neigung (i. a.
> 45° - 60°), damit keine Schlammablagerungen auftreten.
Hayden (1946) untersuchte Strömungsbremsen bei Absetzbecken in der
Wasseraufbereitung und Knop (1952) stellt die Vorteile einer Schlitzwand
in der Nähe des Beckeneinlaufes und des Beckenablaufes vor.
Fischerström (1955) schlug zur Erhöhung der Reinigungsleistung den
Einbau von horizontalen, vertikalen oder geneigten Wänden vor.
Hirsch (1966) widmet sich einem Detail der Ablaufkonstruktion von
Absetzbecken, um der Sogwirkung des Ablaufes, die Schlamm aus dem
Becken abtreibt, entgegenzuwirken. Abb. 2.22 zeigt Längsschnitte der
bekanntesten Beckenformen, bei denen es damals neben einer Unterteilungmit festen Wänden Lochwände beim Einlauf und vor den Ablaufrinnen
gab. Hirsch (1966) machte in Modellversuchen die Feststellung, dass eine
gelochte Vertikalwand bedeutend weniger nützt als eine entgegen der
Hauptfliessrichtung geneigte.
Mit dem Einsatz von Lamellen kann die Absetzeffizienz von Nachklär¬
becken verbessert werden (Burkhalter, 1978). Die wirksame Absetzfläche
von Absetzbecken kann mit Parallelplatten (Lamellen) entsprechend der
folgenden Formel erhöht werden (ATV, 1980):
Aeff=(n+l)-AL-cosa', (2.86)
wobei n für die Anzahl Platten, Al die Räche der Einzellamelle und a' für
den Neigungswinkel der Lamellen stehen. In der Praxis darf der
Neigungswinkel wegen Ablagerungen wie oben schon erwähnt allerdingsein gewisses Mass (45° - 60°) nicht unterschreiten. Die Durchflussprofiledürfen infolge Verstopfungsgefahr ebenfalls nicht zu gering gewähltwerden. Es wird darauf hingewiesen, dass im Betrieb eine regelmässige
Wartung unbedingt erforderlich ist. Mit solchen Lamellenseparatoren soll
die Oberflächenbeschickung etwa auf das Zwei- bis Dreifache gesteigert
2 GRUNDLAGEN 87
werden können. Wolf(1977) andererseits berichtet von einem Versuch, bei
dem bei einem überlasteten Nachklärbecken zur Sanierung ein Lamellen¬
separator eingesetzt worden ist und sich der gewünschte Erfolg leider doch
nicht einstellte.
Ein Element, das in eine ähnliche Richtung geht wie Lamellenseparatoren,sind Rohrbündel, die zur Stabilisierung des Betriebes von Nachklärbecken
auch bei Regenwetteranfall gut funktionieren soll. Da bei grösserer
SogWirkung der Feststoffgehalt im Ablauf grösser wird, sollten die
Ablaufrinnen bei Rechteckbecken möglichst weit in Richtung des Zulaufes
verlängert werden. In den Versuchen wurden die Ablaufrinnen in Form
von gelochten, unter Wasser angebrachten Rohren über nahezu die
gesamte Längsseite der Becken verlängert. Schlegel (1990) empfiehlt den
Klarwasserabzug über einen möglichst grossen Flächenbereich zu
verteilen. In den Versuchen an einem Rundbecken wurden eingetauchte,
gelochte Rohre, die schon Hegemann (1984) empfiehlt, verwendet, die
sehr gute Ergebnisse lieferten. Die Ablauftrübung konnte deutlich reduziert
werden und unterlag auch bei erhöhter hydraulischer Belastung praktischkeinen Schwankungen mehr. Für die Bemessung und Gestaltung von
gelochten Ablaufrohren geben ATV (1995) und Schulz (1995) konstruktive
Hinweise. Auch Krebs et al. (1996) zeigen mit numerischen Untersu¬
chungen, dass die Strömungsverhältnisse im gesamten Nachklärbecken bei
einem flächenhaften Abzug verbessert werden können und sich günstig auf
die Ablaufqualität auswirken. Allerdings kann auch ein flächenhafter
Ablauf, der zu weit in den Einlaufbereich ragt, Kurzschlüsse hervorrufen.
Stukenberg et al. (1983) andererseits vertreten die Meinung, dass die
Länge der Ablaufrinnen bei einer geschickten Ausbildung derselben nicht
von Bedeutung ist. Das Vorziehen von Ablaufrinnen ergab bei Natur¬
messungen eher negative Auswirkungen auf den Schwebstoffgehalt im
Beckenablauf. Am geeignetsten ist eine Ablaufrinne am Beckenrand, die
durch eine horizontal angeordnete Platte unterstützt ist und so den Ablauf
2 GRUNDLAGEN 93
vor Kurzschlüssen und Sogwirkungen bewahrt. Betrieblich problematischsind allerdings Schlammablagerungen auf einer solchen horizontalen
Platte.
Im Zusammenhang mit der Wehrkantenbelastung ist Wolf (1977) der
Ansicht, dass diese bedeutungslos ist, solange der Schlammspiegel um
mehr als 1 m von der Wehrkante entfernt ist. Auch Ueberl (1995a) konnte
selbst bei einer Erhöhung der Überfallrate von 2 1/s-m' auf 201/s-m' keine
messbare Verschlechterung der Ablaufqualität feststellen. Zum Vergleichdazu wird in ATV (1991) eine maximale Überfallschwellenbelastung mit
nur einseitiger Überfallkante von 10 m3/m'-h und bei einer Ablaufrinne mit
beidseitiger Überfallkante an jeder Seite von 6 m3/m'-h angegeben.
Thorndahl (1994) schlägt vor, dass der Nachklärbeckenablauf vor der
Zackenüberlaufrinne durch ein horizontales Gitter strömen soll. Dadurch
kann auch bei Regenwetter Schlammtreiben vermieden werden. Für die
Reinigung dieser Konstruktion liefert er Skizzen eines automatischen
Saugsystems.
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95
3 VERSUCHSANLAGE
In einer Halle der Kläranlage Werdhölzli der Stadt Zürich wurde eine
halbtechnische Versuchsanlage gebaut, die mit echtem Belebtschlamm
beschickt werden kann. Das 15 m lange und 1 m breite Versuchs-
Nachklärbecken kann mit einer maximalen Wassertiefe von 3 m betrieben
werden. Strömungs- und Absetzvorgänge können über seitlich angeordneteGlasscheiben, die sich über die gesamte Beckentiefe erstrecken, beobachtet
werden. Die Schlammräumung erfolgt mit einem Kettenräumer in den am
Beckenanfang liegenden Schlammtrichter. Der Balkenabstand beträgt 4 mbei einer Balkenhöhe von 15 cm. Die Räumgeschwindigkeit kann zwischen
1 und 6 cm/s variiert werden.
Zur Beurteilung der Strömungs- und Absetzverhältnisse im Versuchs-
Nachklärbecken wurden die folgenden Messgrössen erfasst und ausgewer¬tet: Zulauf Qo, Belebtschlammkonzentration im Zulauf TSbb» Rücklauf-
schlammfluss Qrs und dazugehörige Konzentration TSrs, Ablauf Q und
Schwebstoffkonzentration im Ablauf TSe- Im Beckeninnern wurde die
Schlammspiegellage hs, die horizontalen Fliessgeschwindigkeiten u in
verschiedenen Profilen in Beckenmitte und zum Teil auch Schlammkonzen¬
trationsprofile gemessen.
3.1 STANDORT
Um Absetzversuche im halbtechnischen Massstab durchführen zu können,
muss das vom Belebungsbecken kommende Schlamm-Wassergemisch
möglichst in nächster Nähe zur Verfügung stehen, damit auf dem
Transportweg zur Versuchsanlage keine unerwünschten Abbauprozesse (z.
B. Denitrifikation) stattfinden können. Grosszügigerweise wurde von der
Stadtentwässerung Zürich auf dem Gelände der Kläranlage Werdhölzli
eine Halle für die Errichtung der Versuchsanlage zur Verfügung gestellt.
Abb. 3.1 zeigt die Situation der gesamten Kläranlage Werdhölzli am
südwestlichen Stadtrand von Zürich. Die zur Verfügung gestellte Halle,
das schwarz eingezeichnete Chemikalienlager Süd, befindet sich zwischen
den Belebungsbecken und den Nachklärbecken der Hauptstufe Süd. Die
Kläranlage Werdhölzli reinigt das Abwasser der Stadt Zürich in vier
Verfahrensschritten. Neben mechanischer, biologischer und chemischer
Reinigungsstufe verfügt die Anlage auch über eine Flockungsfiltration. Die
biologische Reinigungsstufe auf der Kläranlage Werdhölzli besteht aus
total 12 Belebungs- und 12 Nachklärbecken, wobei je 6 der HauptstufeNord und je 6 der Hauptstufe Süd angehören.
96 3 VERSUCHSANLAGE
Das Chemikalienlager Süd ist eine Halle mit einer Gesamtlänge von knapp70 m. Die Breite beträgt über den grössten Teil der Länge 4.76 m, während
die maximale lichte Höhe in der Halle 5.95 m ist. Quer zur Hallenlängs¬achse vermindern allerdings Abwasserkanäle zwischen den Belebungs¬und den Nachklärbecken der Hauptstufe Süd der Kläranlage Werdhölzli
diese lichte Höhe beträchtlich. Über jeweils etwa 18 m Hallenlänge beträgtdie lichte Höhe 4.99 m, während diese dazwischen auf zum Teil bis 3.70 m
reduziert ist. Abb. 3.2 zeigt das leere Chemikalienlager Süd, wie es sich im
Herbst 1992 kurz vor Baubeginn präsentierte. Im Hintergrund ist der
Verbindungskanal der Strasse 2 Süd zu erkennen, aus dem der echte
Belebtschlamm der Versuchsanlage direkt zugeführt werden kann.
Nachklärbecken
Hauptstufe Süd
BelüftungsbeckenHauptstufe Süd
Halle mit Versuchsanlage
Abb. 3.1: Situation der Kläranlage Werdhölzli (modifiziert aus Wiesmann und Kiefer,
1982). Schwarz markiert ist das Chemikalienlager Süd, das für diese Unter¬
suchung von der Stadtentwässerung Zürich zur Verfügung gestellt wurde.
3 VERSUCHSANLAGE 97
Abb. 3.2: Chemikalienlager Süd auf der Kläranlage Werdhölzli der Stadt Zürich im
Herbst 1992 kurz vor Baubeginn. Die Blickrichtung ist der späteren
Fliessrichtung der Versuchsanlage entgegengesetzt. (VAW-Archivnr.:
43/80/9)
3.2 PROJEKT
3.2.1 Abmessungen des Versuchs-Nachklärbeckens
Während beim Sandfang oder im Vorklärbecken bei korrekter Dimen¬
sionierung und hydraulisch vernünftig gestalteter Einlaufkonstruktion noch
etwa von einer Pfropfenströmung (plug flow) gesprochen werden kann,
werden im Nachklärbecken durch den Dichteunterschied zwischen Zufluss
und Beckenwasser - wie mehrmals erwähnt - starke Vorwärtsströmungenan der Beckensohle und Rückströmungen in der oberen Beckenhälfte
erzeugt. Äusserst umfassende Informationen dazu liefert Krebs (1991b).Neben der in Nachklärbecken dominierenden Dichteströmung spielenwiederum im Gegensatz zu Sandfang und Vorklärbecken Flockungs-
vorgänge eine bedeutende Rolle. Um diese Vorgänge in abwassertech¬
nischen Versuchen korrekt nachbilden zu können, ist es notwendig mit
echtem Belebtschlamm zu arbeiten. Ein Simulat, das die Eigenschaften vonBelebtschlamm hat und für Laborversuche verwendet werden könnte, gibt
98 3 VERSUCHSANLAGE
es nicht. Die Literatur ist sich denn auch einig, dass bei Sedimentations¬
versuchen mit flockenden Partikeln, insbesondere mit den vertikalen
Abmessungen des Absetzbeckens, möglichst nahe an die in der Natur
vorkommenden Grössen gegangen werden sollte (Krebs, 1991b, ATV,
1986, Horvath, 1974, Johnstone und Thring, 1957, Langhaar, 1951,
Pawlowski, 1971). Die Abmessungen in der Länge können hingegen ohne
grössere Informationsverluste reduziert werden.
Bei Absetzversuchen in Absetzzylindern ist die Absetzgeschwindigkeit bis
zu einem gewissen Durchmesser des Absetzzylinders von diesem
abhängig. Bei den Absetzversuchen von Stobbe (1964) waren dies 30 cm,
Zanoni und Blomquist (1975) empfehlen einen Innendurchmesser von nur
10 cm, während es bei Boller (1992b) 90 cm sind. Abb. 3.3 zeigt diesen
Zusammenhang (Boller, 1992b). Absetzgeschwindigkeiten aus Absetzver¬
suchen in engeren Kolonnen müssen mit den entsprechenden Korrektur-
faktoren versehen werden. Für das Versuchs-Nachklärbecken als horizon¬
tal durchströmtes Nachklärbecken kann dieses Mass von 90 cm als
Minimalbreite betrachtet werden. Auch Abschätzungen der laminaren
Wandschicht (Schlichting, 1965) zeigen, dass eine Rinnenbreite von einem
Meter genügend ist, damit in der Beckenlängsachse kein Wandeinfluss
Der Antrieb des Kettenräumers erfolgt mit einem Elektromotor Marke
RENOLD EUROPOWER, einem Schnecken-Stirnradgetriebemotor
(Aufsteckversion) mit einer gesamten Untersetzung von 494 : 1, Typ JPM
22/R1D/71-A4/494.1 und einer Leistung von 0.25 kW. Mit Hilfe eines
Frequenzumrichters Dinverter der Firma CTS Control Techniques, der eine
Leistung bis max. 0.37 kW aufweist, kann die Räumgeschwindigkeit der
Balken vr zwischen 1 und 6 cm/s reguliert werden.
3.4.6 Datenerfassung
Die Datenerfassung für Zufluss und Ablauftrübung erfolgte mit Hilfe des
Software-Paketes LabView auf einem Apple Macintosh IIx.
Für die Erfassung der horizontalen Fliessgeschwindigkeiten wurde eine
separate Messkette installiert. Ein mit einer 12-Bit AD-Wandlerkarte
ausgerüsteter Personal Computer Olivetti M380 nimmt diese Messdaten
auf.
Die übrigen Messgrössen wurden vor Ort abgelesen und protokolliert.
119
4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES
Zur Charakterisierung der physikalischen Eigenschaften des Belebtschlam¬
mes werden auf Kläranlagen standardmäßig das nach 30 Minuten Absetz¬
dauer erreichte Vergleichsschlammvolumen VSV [ml/1] und der Trocken¬
substanzgehalt TS [g/1] bestimmt. Der Quotient dieser beiden Grössen
ergibt den Schlammvolumenindex ISV [ml/g], der ein Mass für das Absetz¬
verhalten des Wasser-Belebtschlammgemisches darstellt.
Eine weitere Möglichkeit, das Absetzverhalten von Belebtschlamm zu
beschreiben, bieten Versuche in Absetzzylindern, die schliesslich zur
Bestimmung der Sinkgeschwindigkeit verwendet werden können.
Mit Hilfe von mikroskopischen Untersuchungen können die einzelnen
Mikroorganismen bestimmt werden, die Folgerungen bezüglich Absetz-
und Flockungseigenschaften des Belebtschlammes erlauben.
4.1 EINLEITUNG
Ein wesentlicher Faktor für die Effizienz eines Nachklärbeckens ist die
Sedimentierbarkeit des Belebtschlammes. Neben der Dichte po des
Wasser-Belebtschlammgemisches, die sich nur unwesentlich von 1 [g/cm3]
unterscheidet, spielen vor allem die Absetz- und Eindickeigenschaften der
Schlammflocken eine entscheidende Rolle für die Funktionstüchtigkeit von
Nachklärbecken.
Um die physikalischen Eigenschaften von Belebtschlamm zu charakte¬
risieren, gibt es verschiedene Möglichkeiten:
- Standardmäßig werden auf Kläranlagen das VergleichsschlammvolumenVSV [ml/1] und der Trockensubstanzgehalt TS [kg/m3] bestimmt. Der
Quotient dieser beiden Grössen ergibt den Schlammvolumenindex ISV
[ml/g], der ein Mass für das Absetzverhalten des Wasser-Belebt¬
schlammgemisches darstellt. Das nach 30 Minuten Absetzdauer erreichte
Vergleichsschlammvolumen wird in der Schweiz üblicherweise im
Imhofftrichter (V=l'OOO ml) durchgeführt. Dabei wird zwischen
verdünntem und unverdünntem Vergleichsschlammvolumen bzw.
Schlammindex unterschieden. Wenn das Absetzvolumen des
Belebtschlammes mehr als 250 ml/1 beträgt, sollte die Abwasserprobe,um die gegenseitige Behinderung der Flocken zu reduzieren, soweit
verdünnt werden, bis das Vergleichsschlammvolumen zwischen 150 und
250 ml/1 zu liegen kommt. Da sich der Belebtschlamm auf der
120 4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES
Kläranlage Werdhölzli ausserordentlich gut absetzt, wurden die
Abwasserproben grundsätzlich nie verdünnt.
- Eine weitere Möglichkeit, die dazu dient, die Absetzeigenschaften von
Belebtschlamm zu beschreiben, sind Versuche in Absetzzylindern.Dabei wird die Höhe der Trennlinie zwischen Wasser-Belebtschlamm¬
gemisch und Überstandswasser gegenüber der Zeit aufgetragen und
anschliessend die Sinkgeschwindigkeit rechnerisch oder graphisch aus
dem linearen Teil der aufgetragenen Kurve ermittelt (z. B. Kynch, 1951,
Boller, 1992b).
- Mikroskopische Untersuchungen schliesslich erlauben eine detaillier¬
tere Beurteilung der einzelnen Mikroorganismen. Für die Sedimentation
vorteilhaft sind flockenbildende Bakterien, die sich rasch absetzen.
Überwiegen fadenförmige Mikroorganismen, so wirkt sich dies auf die
Effizienz des Absetzprozesses aus. Belebtschlammproben mit vorwie¬
gend fadenförmigen Mikroorganismen weisen einen höheren Schlamm¬
index auf.
Im folgenden werden die in der vorliegenden Untersuchung durchgeführ¬ten Methoden zur Charakterisierung des verwendeten Belebtschlammes
vorgestellt und erläutert.
4.2 DICHTE UND SCHLAMMVOLUMENINDEX
Die gegenüber Reinwasser erhöhte Dichte des Zuflussgemisches ist zur
Hauptsache für die Strömungsverhältnisse in Nachklärbecken verantwort¬
lich. Damit die Dichtedifferenz Ap zwischen dem Schlamm-Wasser¬
gemisch des Zulaufs und dem relativ klaren Beckenwasser nach Formel
(2.1) bestimmt werden kann, muss der Trockensubstanzgehalt TSbb
[kg/m3] im Zulauf bekannt sein. Diese Grösse wurde für alle Versuche im
Labor bestimmt. Da der Trockensubstanzgehalt auf der Kläranlage Werd¬
hölzli meistens in relativ geringer Bandbreite schwankt, ist diese Methode
vertretbar, obwohl es selbstverständlich wünschenswert wäre, wenn der
Trockensubstanzgehalt mit Hilfe einer entsprechenden Messonde konti¬
nuierlich über die Versuchsdauer hätte aufgetragen werden können. Die
4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES 121
Dauermessungen der Kläranlage im Belebungsbecken 2 Süd gabenAufschluss über die Tagesschwankungen.
In Vorversuchen wurden diverse Faktoren überprüft, die den Wert des
Vergleichsschlammvolumens und des Trockensubstanzgehaltes des
Zulaufgemisches beeinflussen könnten:
- Zu Beginn eines Versuches oder einer Versuchsserie wurde das Ver¬
suchs-Nachklärbecken mit Brauchwasser gefüllt. Absetzversuche haben
gezeigt, dass das mit Javel angereicherte Brauchwasser keinen Einfluss
auf das Vergleichsschlammvolumen hat.
- Der Unterschied zwischen verdünntem und unverdünntem Schlammindex
erwies sich für die vorhandenen Verhältnisse als vernachlässigbar.
- Der Vergleich einer Probe aus dem Belebungsbecken 2 Süd mit der viel
aufwendiger vorzunehmenden Probenahme direkt aus dem Einlauf des
Versuchs-Nachklärbeckens zeigte, dass sich die Absetzbarkeit des
Belebtschlammes auf dem Weg ins Versuchsbecken nicht verändert.
Dass das Vergleichsschlammvolumen stark von der Form des verwendeten
Gefässes abhängig ist, ist allgemein bekannt. Dies zeigten auch die vorlie¬
genden Untersuchungen. Das Schlammvolumen nach 30 Minuten Absetz¬
zeit im Imhofftrichter (konventionell) bzw. in einem Zylinder mit 28 cm
Innendurchmesser wich bei derselben Belebtschlammprobe mehr oder
weniger deutlich voneinander ab, und zwar um so deutlicher, je höher der
Trockensubstanzgehalt war. Abb. 4.1a stellt den Vergleich der unterschied¬
lichen Vergleichsschlammvolumina in Funktion des Trockensubstanz¬
gehaltes dar und Abb. 4.1b stellt das Verhältnis der Vergleichsschlamm¬volumina im Zylinder denjenigen im Imhofftrichter gegenüber. Bei den
Untersuchungen im Absetzzylinder betrug die Höhe h des eingefülltenWasser-Belebtschlammgemisches entweder ca. 1.5 m oder ca. 0.75 m. Das
vom Belebtschlamm nach 30 Minuten Absetzzeit eingenommene Volumen
wurde durch das ursprüngliche Volumen des eingefüllten Gemisches im
Absetzzylinder dividiert. Dieser Wert entspricht in Abb. 4.1 VSV (Zyl.).Damit für die beiden verschiedenen Füllhöhen im Zylinder die Gegen¬überstellung mit dem Vergleichsschlammvolumen aus dem Imhofftrichter
erfolgen konnte, wurde für jeden Absetzversuch eine Probe mit dem
122 4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES
Volumen von 1 [1] in den Imhofftrichter gefüllt und so das dazugehörige
Vergleichsschlammvolumen VSV (Imhoff) bestimmt. Die Werte VSV
(Imhoff) sind wegen des Vergleichs mit den verschiedenen Zylinderfüll¬
höhen h (Abb. 4.1b) bereits in Abb. 4.1a für h = 0.75 m bzw. h = 1.5 m
getrennt aufgezeichnet. Selbstverständlich sind diese Werte praktisch
deckungsgleich. Der Trend, dass bei zunehmendem Trockensubstanzgehaltdas Verhältnis des Vergleichsschlammvolumens im Absetzzylinder zu
demjenigen im Imhofftrichter ansteigt, ist in Abb. 4.1b ersichtlich. Bei
grösserer Gemischwassertiefe zu Versuchsbeginn ist dieser Effekt noch
verstärkt.
a) b)
Abb. 4.1: a) Vergleichsschlammvolumina nach 30 Minuten Absetzzeit im Imhofftrich¬
ter bzw. im Absetzzylinder in Funktion des Trockensubstanzgehaltes. Die
Füllhöhe im Absetzzylinder betrug entweder h=1.50 m oder h=0.75 m.
b) Vergleich der Vergleichsschlammvolumina nach 30 Minuten Absetzzeit im
Absetzzylinder und im Imhofftrichter in Funktion des Trocken¬
substanzgehaltes.
Das Vergleichsschlammvolumen VSV bzw. der Schlammvolumenindex
ISV hängen also sehr stark von der Gefässform und von der ursprünglichenProbentiefe ab. Der Schlammvolumenindex als Mass für die Absetzqualitätvon Belebtschlamm hat einen stark relativen Charakter und verlangt, dass
4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES 123
die Randbedingungen unter welchen die Messungen durchgeführt wurden,
klar angegeben sind. Für die nachfolgenden Resultate handelt es sich beim
Schlammvolumenindex immer um die unverdünnte Bestimmung im
Imhofftrichter.
43 SEDIMENTATIONS- UND EINDICKGESCHWINDIGKEIT
43.1 Ermittlung der Sinkgeschwindigkeit
Um die Sinkgeschwindigkeit des für die Versuche zur Verfugung stehen¬
den Wasser-Belebtschlammgemisches zu ermitteln, wurden Absetzver¬
suche in einem Zylinder durchgeführt, dessen Innendurchmesser 28 cm
beträgt. Abb. 3.4 zeigt diesen Absetzzylinder. Die Suspension wurde bis in
eine Höhe von ca. 1.5 m bzw. von ca. 0.75 m eingefüllt. Die Absetzver¬
suche wurden mit verschieden dichten Suspensa durchgeführt, da ja die
Sinkgeschwindigkeit vs [m/h] wie in Kapitel 2.2.2 erwähnt stark abhängigvom Trockensubstanzgehalt ist. Die Sinkgeschwindigkeit ist nicht nur eine
Funktion des Trockensubstanzgehaltes sondern auch des Schlammindices.
Diesem Umstand konnte auf der Kläranlage weniger Rechnung getragen
werden, da sämtliche Versuche, den Index zu verändern, nicht erfolgreichwaren. Für die durchgeführten Absetzversuche variierte der Schlammindex
ISV zwischen 58 und 109 ml/g.
Beim zwei Stunden dauernden Absetzversuch wird die Lage der scharfen
Grenze, die sich zwischen Belebtschlamm und Überstandswasser ausbildet,
gegenüber der Zeit aufgetragen. Abb. 4.2 zeigt ein Beispiel eines derarti¬
gen Versuches.
Aus dem linearen Teil dieser Absetzkurve lässt sich die Sinkgeschwindig¬keit vs graphisch oder rechnerisch bestimmen. Mit fortschreitendem
Absetzversuch geht der Sedimentationsvorgang in die Eindickung über.
Dies ist auf Abb. 4.2 nach ca. einer halben Stunde der Fall.
124 4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES
100
§150ooCD
U3
E
o) 50a>
"5.(0
EE
£ 0
o"
(0
I ! i i :1 ! i i .
6 * « i>
30 60 90
Zeit t [Min]
120
Abb. 4.2: Schlammspiegellage in Funktion der Zeit eines Absetzversuches im 1.5 m
hohen Zylinder. Der Trockensubstanzgehalt der Anfangssuspension betrug
2.1 kg/m3. Die Sinkgeschwindigkeit v§ lässt sich aus der Neigung des
linearen Teils bestimmen.
Da der Kolonnendurchmesser bis zu einem Betrag von 90 cm die
Sinkgeschwindigkeit beeinflusst, ist der erhaltene Wert mit einem
Korrekturfaktor zu versehen (Boller, 1992b). Dieser Zusammenhang ist in
Abb. 3.3 dargestellt. Werden die so korrigierten Sinkgeschwindigkeitensämtlicher Absetzversuche in Funktion des Trockensubstanzgehaltes
aufgezeichnet, so ergibt sich ein exponentieller Zusammenhang. Diese
Ergebnisse sind in Abb. 4.3 dargestellt. Dieser Zusammenhang lässt sich
zum Beispiel mit Formel (2.31) von Vesilind (1968) beschreiben. Für die
Versuche im 1.5 m hohen Zylinder wird für vo = 13.9 [m/h] und für oc =
0.51 [m3/kg], für die Versuche im 0.75 m hohen Zylinder für vo = 11.0
[m/h] und für a = 0.47 [m3/kg] die beste Korrelation erhalten.
Werden die Sinkgeschwindigkeiten mit den Formeln (2.26) bzw. (2.27)
von Merkel (1971) und mit der Formel (2.30) von Daigger und Roper
(1985) berechnet, so ist die Übereinstimmung mit den Ergebnissen aus den
Versuchen gut. Die Kurven, die sich aus diesen Formeln ergeben, sind in
Abb. 4.3 ebenfalls eingezeichnet. Der Vergleich mit anderen in Kapitel
4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES 125
2.2.2 angeführten Formeln ist nur dann sinnvoll, wenn die unterschied¬
lichen Schlammindices bekannt sind und berücksichtigt werden. Für die
durchgeführten Absetzversuche variierte der Schlammindex ISV wie
weiter oben bereits erwähnt zwischen 58 und 109 ml/g.
i i—i i i i
^—korr. Absetzgeschwindigkeit für h=1.5 m
^—korr. Absetzgeschwindigkeit für h=0.75 m
vS [m/h] nach Merkel (1971)- - vS [m/h] nach Daigger und Roper (1985)
2 4 6 8
TS [kg/m3]
Abb. 4.3: Abhängigkeit der Sinkgeschwindigkeit des verwendeten Belebtschlammes
vom Trockensubstanzgehalt. Die Übereinstimmung mit Formeln aus der
Literatur ist gut.
4.3.2 Eindickvorgang
Um den Eindickvorgang beschreiben zu können, wurde bei einigen
Absetzversuchen, die im ca. 1.5 m hoch gefüllten Zylinder durchgeführt
wurden, zu verschiedenen Zeitpunkten Proben in einer Höhe von 20 cm
entnommen. Das Verhältnis der Konzentration dieser Proben mit der
Anfangskonzentration im Absetzzylinder ergibt ein Mass für den Eindick¬
vorgang. Auf Abb. 4.4 ist dieses Verhältnis in Funktion der Zeit für einen
Versuch aufgetragen. Der lineare Teil des aufsteigenden Astes kann für die
Bestimmung der Eindickgeschwindigkeit verwendet werden.
126 4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES
400
30 60
Zeit t [Min]
120
Abb. 4.4: Über die Zeit aufgetragenes Verhältnis zwischen der Schlammkonzentration
auf der Höhe von 20 cm zur Zeit t gegenüber der Anfangskonzentration im
1.5 m hohen Absetzzylinder.
Die einzelnen Absetzversuche haben gezeigt, dass die maximale Konzen¬
tration auf der Höhe von 20 cm bis zum vierfachen Wert der Ursprungs¬konzentration ansteigen kann. Anschliessend sinkt der Schlammspiegel
weiter, und die Konzentration des weiter unten hegenden Bodenschlammes
steigt ebenfalls an.
4.4 MIKROSKOPISCHE UNTERSUCHUNGEN
Das mikroskopische Bild des Belebtschlammes wurde entsprechend den
Empfehlungen der ATV-Landesgruppe Bayern durchgeführt. Deren
standardisiertes Formular für die Dokumentation des biologischen Bildes
des Belebtschlammes basiert u. a. auf Bück (1979) und Eikelboom und van
Buijsen (1987).
Dabei werden in einem ersten Schritt Form, Struktur, Grösse und Fädigkeitder ganzen Belebtschlammflocke untersucht. Anschliessend wird die
Häufigkeit von 15 verschiedenen Organismengruppen abgeschätzt und
4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES 127
schliesslich wird noch eine Beurteilung des Belebtschlammes vorgenom¬
men, die die Veränderung gegenüber der letzten Beobachtung festhält.
Sämtliche mikroskopischen Untersuchungen des verwendeten Belebt¬
schlammes zeigten ein ähnliches Bild. Die Form der Belebtschlamm¬
flocke war durchwegs "unregelmässig", die Struktur meistens "fest", die
Grösse immer "klein" und die Fädigkeit "wenig" bis "sehr wenig".
Die Häufigkeit der einzelnen Organismengruppen ist in Tab. 4.1 zusam-
mengefasst.
Organismengruppe Vorkommen im untersuchten
Belebtschlammpräparatnie bis selten ^_Zooglea {Bäumchenbakterien):
Befindet sich ein Nachklärbecken im Gleichgewicht, so gilt die folgendeMassenbilanz:
Nachklär¬
becken -
zufluss
Rücklauf¬
schlamm¬
fluss
TSBB = Q'BB
Trocken¬
substanz
gehaltZulauf
RS
Nachklär¬
becken -
abfluss
TSrs +
Trocken¬
substanz -
gehaltRücklauf
TSeSchweb¬
stoff¬
gehaltAblauf
(5.1)
Die Masse des Zulaufstromes entspricht der Summe der Rücklauf¬
schlammasse und der Feststoffe, die in den Ablauf gelangen (Abb. 5.1).
Die Feststoffkonzentration im Beckenablauf (TSe) ist normalerweise um
mindestens zwei bis drei Grössenordnungen kleiner als die Konzentra¬
tionen im Zulauf und im Rücklaufschlamm. Damit kann der letzte Term in
Gleichung (5.1) vernachlässigt werden und das Verhältnis zwischen der
Konzentration des RücklaufSchlammes und derjenigen des Zulaufs
entspricht dem Verhältnis zwischen Beckenzufluss und Rücklauf¬
schlammfluss:
Qo/Qrs = TSrs/TSbb (5.2)
Q,TSE
Qrs .TSrs
Abb. 5.1: Stoffflüsse in einem
Nachklärbecken.
132 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Mit der Einführung des Rücklaufverhältnisses
RV = Qrs/Q (5.3)
und mit Qo = Q + Qrs = (1 + RV)Q (5.4)
wird TSrs/TSbb = (1 + RV)/RV. (5.5)
Abb. 5.2 zeigt die durch Gleichung (5.5) beschriebene Beziehung. Die
Abweichungen der eingezeichneten Messergebnisse der stationären Versu¬
che von der theoretischen Gerade mit der Steigung 1 ist einerseits abhängigvon nicht vermeidbaren Schwankungen und andererseits von der Art der
Probeentnahme.
Die Probenahme entsprach sowohl bei der Zulaufkonzentration als auch
bei der Rücklaufschlammkonzentration einer Schöpfprobe. Da die Rück¬
laufschlammkonzentration stark abhängig von der Position des Räumbal¬
kens ist, wurden die Rücklaufschlammproben jeweils über die Periode
Tr = ar/vr (5.6)
entnommen. ar entspricht dem Abstand der Räumbalken des Ketten¬
räumers, also 4 m, und vr der Räumgeschwindigkeit. In der Regel bestand
die schliesslich im Labor analysierte Mischprobe aus 6 volumengleichen
Einzelproben, die in gleichmässigen Zeitabständen über die Räumbalken¬
periode Tr entnommen wurden. Die Frequenz der Schwankung der Rück¬
laufschlammkonzentration wird um so höher, je grösser die Räumbalken¬
geschwindigkeit ist. Abb. 5.3 stellt die Zeitreihe eines Versuches mit vr = 6
cm/s (Abb. 5.3a) derjenigen eines Versuches mit vr = 2 cm/s (Abb. 5.3b)
gegenüber. Das Rücklaufverhältnis betrug bei beiden Versuchen RV = 1.0;
die Oberflächenbeschickung qA betrug für die Verhältnisse von Abb. 5.3a
qA = 2 m/h, bei Abb. 5.3b qA = 1 m/h. Die Mittelwerte der Rücklauf-
schlammkonzentrationen weichen von den Erwartungswerten aus den oben
erwähnten Gründen z. T. beträchtlich ab. Sie sind für die beiden Abb. 5.3a
bzw. 5.3b in Abb. 5.2 markiert.
5 STATIONÄRE VERSUCHE 133
1 2 3
(1+RV)/RV
Abb. 5.2: Abhängigkeit der Rücklaufschlammkonzentration vom Rücklaufverhältnis.
Abweichungen der Messpunkte von der theoretischen Kurve (ausgezogene
Gerade mit der Steigung 1) sind unvermeidbar im Versuchsbetrieb.
Abb. 5.3b zeigt gegenüber Abb. 5.3a sehr deutlich, dass sich bei geringeren
Räumgeschwindigkeiten ähnliche Verhältnisse wie bei der Schlamm¬
räumung mit Schildräumer präsentieren (Fleckseder und Fruhwirt, 1984).
Die relativ kurze Zeitdauer der maximalen Rücklaufschlammkonzentration
wird gefolgt von längeren "Wellentälern". Bei höherer Räumbalken¬
geschwindigkeit kann der Verlauf der Schwankungen viel eher mit einer
Sinusfunktion beschrieben werden. Da die Zeitabstände der Probeent¬
nahme aber aus versuchstechnischen Gründen gleichmässig erfolgten,fallen die mittleren Rücklaufschlammkonzentrationen bei einer Räumbal¬
kengeschwindigkeit vr = 2 cm/s, die bei den meisten Versuchen eingestellt
war, eher zu hoch aus (Abb. 5.2).
Die Periode von internen Schlammschichtschwankungen (Seiches) kann
theoretisch je nach Dichtedifferenz Ap und Schlammspiegelhöhe hs in der
Grössenordnung der Periode der Räumbalkendurchgänge liegen (200 Sek.
bei vr = 2 cm/s). Trotzdem kann der Einfluss von internen Beckenschwan¬
kungen der Schlammschicht auf die Rücklaufschlammkonzentration TSrs
= f(t) praktisch vernachlässigt werden, da interne Wellen vor allem im
oberen Beckendrittel auftreten. Bereits in einer Tiefe von H/3 ist der
134 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Einfluss auf die Schlammkonzentrationsschwankungen infolge solcher
interner Wellen unbedeutend (Catalan et al, 1991).
a)
b)
vr = 6 cm/s
OQm
%
5.00
4.00
3.00
2.00
1.00
0.00
AA/WWWWW^^
0.00 200.00 400.00 600.00 800.00 1000.001200.00
Zeit [s]
vr = 2 cm/s
Z 5.00T
CD 4.00
S 3.00
S 200
S 1-00
£ 0.00
:AAAAA7\+ +
0.00 200.00 400.00 600.00 800.00 1000.00 1200.00
Zeit [s]
Abb. 5.3: Schwankungen der Rücklaufschlammkonzentration in Abhängigkeit der Zeit.
Die Periode der Schwankung entspricht der Räumbalkenperiode Tr = ar/vr.
Da die Schwebstoffkonzentration im Beckenablauf kontinuierlich über die
Trübung mit einem Messgerät erfasst und aufgezeichnet wurde, ist die
Mittelwertsbildung und auch die Erfassung von allfälligen Schwankungen
jener Messgrösse problemlos.
5 STATIONÄRE VERSUCHE 135
5.2.2 Geschwindigkeitsdauermessungen
Infolge der durch die Räumerbewegung eingetragenen Energie schwanken
insbesondere die horizontalen Riessgeschwindigkeiten im Bereich des
Räumbalkens erheblich. Bei der Messung der Fliessgeschwindigkeit kann
sich die Beschränkung auf die Erfassung von Momentanwerten gravierendauswirken. Dauermessungen der Riessgeschwindigkeiten haben gezeigt,dass v. a. im untersten Drittel des Beckens der Einfluss der Räumbalken¬
bewegung markant ist. Die Periode der Hauptschwingung der Schwankun¬
gen der Riessgeschwindigkeiten entspricht dabei wie bei der Rücklauf¬
schlammkonzentration der Räumbalkenperiode Tr. Diese Erkenntnis
verlangt, dass bei sämtlichen Messungen der Fliessgeschwindigkeit die
Aufnahmedauer mindestens Tr oder einem Vielfachen der Periode Tr
entsprechen muss, um repräsentative Mittelwerte bilden zu können. Abb.
5.4 zeigt eine halbstündige Dauermessung der horizontalen Riessge¬
schwindigkeit bei der Koordinate x = 3.00 m/z = 0.40 m. Die Oberflächen-
beschickung bei dieser Dauermessung betrug qA = 1 rn/h, das Rücklauf¬
verhältnis RV = 1.0, der Schlammindex ISV = 59 ml/g und der Trocken¬
substanzgehalt des Zulaufs TSbb = 2.9 kg/m3. Bei der Darstellung in Abb.
5.4 beträgt die Räumbalkengeschwindigkeit vr = 2 cm/s und damit die
Räumbalkenperiode Tr = 200 s.
8.00
7.00
6.00
3f 5.00
| 4.00~
3.00
2.00
1.00
0.00
0.00 500.00 1000.00 1500.00 2000.00
Zeit ab Aufnahmebeginn [s]
Abb. 5.4: Beispiel einer Geschwindigkeitsdauermessung bei x = 3.00 m/z = 0.40 m. Die
halbstündige Dauermessung der horizontalen Fliessgeschwindigkeit u(t) zeigt
periodische Schwankungen, die durch die Räumbalkenbewegung verursacht
werden.
VWVWf1 1 1 1
136 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Um Informationen über das zeitliche Verhalten der in Abb. 5.4 dargestell¬ten Zeitreihe u(t) zu erhalten, kann das Leistungsdichtespektrum über die
Fourier-Transformation berechnet werden, die eine Transformation vom
Zeit- in den Frequenzraum bewirkt. Ausführliche Informationen zu diesem
Thema finden sich z. B. in Bendat und Piersol (1980) oder bei Hesselmann
(1987).
Resultat einer Fourieranalyse der Zeitreihe u(t) ist zunächst das komplexe Amplituden¬
spektrum U(f), das sich in einen Realteil Cu(f) und einen Imaginärteil Qu(f) aufspalten
lässt:
U(f) = Cu(f)-i-Qu(0. (5.7)
Der Realteil Cu(f), auch Co-Spektrum genannt, enthält dabei den symmetrischen Anteil
der Fourier-Cosinus-Transformation, der Imaginärteil Qu(f), das Quad-Spekturm, den
antisymmetrischen Anteil der Fourier-Sinus-Transformation. Das Leistungsdichte-
Spektrum Suu(f) wird schliesslich durch die Bildung des Betragsquadrates und Division
Abb. 5.13: Im Versuchs-Nachklärbecken untersuchte Lochwandkonfigurationen mit
verschiedenen Lochflächenanteilen £.
Beim Lochwandtyp von Abb. 5.13a war über die ganze Beckenbreite auf
den untersten 22 cm eine undurchlässige Gummilasche eingesetzt, die
einerseits den Räumbalkendurchgang ermöglicht, andererseits die Sohl¬
strömung bremst. Beim Typ von Abb. 5.13b wurden die untersten 4
Lochreihen - also inklusive Gummilasche der unterste Meter - geschlossen,um den Einfluss auf die Fliessgeschwindigkeiten und den Schlammhaus-
halt zu studieren. Bei der Lochwand auf Abb. 5.13c wurde die Gummi¬
lasche entfernt und damit die untersten 22 cm voll durchlässig gestaltet und
beim Typ auf Abb. 5.13d wurden zudem auch die untersten 4 Lochreihen
wieder geöffnet.
Der Abstand der einzelnen Löcher beträgt im allgemeinen
aL = 0.2 m. (5.25)
Nur beim Randabstand und beim Abstand der beiden mittleren Loch¬
kolonnen ergeben sich aus konstruktiven Gründen andere Werte (Abb.
5.14). Um den Ein- und Ausbau der Wände im Versuchs-Nachklärbecken
5 STATIONÄRE VERSUCHE 151
zu erleichtern, wurden die Lochwände so gebaut, dass sie sich längs der
Mittelachse falten lassen.
Di = 100mm
< U »1« bl« »- »
aL=200mm
Abb. 5.14:
Detail Lochdurchmesser Dl
und Lochabstand a^.
150 200 300 200 150 [mml
Je nach der Anzahl eingesetzter Lochwände wird ein Nachklärbecken in
zwei oder mehrere miteinander korrespondierende Teilbecken unterteilt.
Ein Nachklärbecken wird in eine Anzahl Kammern K unterteilt. In den
einzelnen Beckenkammern werden sich verschieden hohe Schlammspiegeleinstellen, und zwar wird die Schlammspiegelhöhe um so geringer, jeweiter die entsprechende Kammer vom Beckenzulauf entfernt ist. Die
Charakterisierung des Kammervolumens kann über das Verhältnis der
Kammerlänge Lj und der gesamten Beckenlänge L vorgenommen werden.
Abb. 5.15 veranschaulicht diese Zusammenhänge graphisch.
Abb. 5.15: Konzept der Unterteilung eines Nachklärbeckens mit Hilfe von Loch¬
wänden.
152 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Die stationären Versuche, deren weitere Resultate im folgenden diskutiert
werden sollen, wurden unter möglichst ähnlichen Randbedingungen für
den Fall ohne Einbauten und für die Varianten mit Einbauten durchgeführt.Die Gültigkeitsbereiche bzw. die Randbedingungen für die stationären
Versuche sind in Tab. 5.1 zusammengetragen.
Gültigkeitsbereiche und Randbedingungen für die stationären Versuche
2.40, 2.60 und 2.80 m erfasst. Es kann also durchaus sein, dass der Über¬
gang von vorwärtsgerichteter zu rückwärtsgerichteter Fliessgeschwindig-
154 5 STATIONÄRE VERSUCHE
keit bzw. umgekehrt, also der Ort der Geschwindigkeitsnullinien, bei
feinerer Auflösung leicht verschoben wird. Am grundsätzlichen
Strömungsbild ändert dies jedoch nichts.
z[m]
5 [cm/sj
10.00 m
Lfiflfiüdfi;m^-^ Mittelwerte [cm/s]
Maximalwerte [cm/s]— — Minimalwerte [cm/s]
Standardabw. [cm/s]
Abb. 5.16: Horizontale Fliessgeschwindigkeitsprofile in Beckenmitte bei x = 3.00 m
und x = 10.00 m für einen Versuch ohne Einbauten.
Die Wege, die die einzelnen Schlammpartikel im Nachklärbecken
zurücklegen, können mit Hilfe der Ergebnisse aus Abb. 5.16 nur erahnt
werden. Auf jeden Fall entstehen durch die verschieden gerichteten
Strömungen an den einzelnen Knotenpunkten diverse Möglichkeiten für
die Schlammflocken. Die Schematisierung der Geschwindigkeitsprofilevon Abb. 5.16 zeigt mögliche Bahnen von Schlammpartikeln (Abb. 5.17).
Obwohl eine Schlammflocke theoretisch unendlich lange im ersten
Beckendrittel verweilen kann, dürfte die Wahrscheinlichkeit eines
Kurzschlusses vom Zulauf direkt in den Ablauf bedeutend grösser sein. Da
bei der vorliegenden Untersuchung keine Tracermessungen durchgeführtworden sind, sind quantitative Aussagen zu Verweilzeitverteilungen nicht
möglich. Selbst im hinteren Beckenteil besteht für einzelne Flocken
durchaus noch die Möglichkeit, länger im System zu verweilen und den
Beckenablauf erst auf Umwegen zu erreichen. Infolge der betragsmässig
grösseren vorwärts gerichteten Fliessgeschwindigkeiten in Sohlennähe ist
aber auch hier diese Wahrscheinlichkeit bedeutend geringer als der direkte
Weg in den Beckenauslauf.
5 STATIONARE VERSUCHE 155
Abb. 5.17:
Mögliche Wege von Schlamm¬
flocken im Versuchs-Nachklär¬
becken aufgrund der horizonta¬
len Fliessgeschwindigkeitspro-
file von Abb. 5.16.
Hauptsächliches Ziel der Unterteilung von Nachklärbecken mit Hilfe von
Einbauten im Beckeninnern ist eine Verbesserung der Verweilzeitver¬
teilung und damit die Effizienzsteigerung bezüglich Ablaufqualität. Dies
kann durch die Vergleichmässigung der horizontalen Fliessgeschwindig¬keiten erreicht werden. Wie sich der direkte Einfluss solcher Einbauten auf
die Strömung auswirkt, zeigen die Abb. 5.18a bis c. Bei der dort darge¬stellten Versuchsserie wurde für Trockenwetterfälle an verschiedenen
Positionen x in Beckenlängsrichtung jeweils eine Strömungsbremse
eingebaut. Für den Versuch von Abb. 5.18a ist die Lochwand bei x = 3.75
m, für denjenigen von Abb. 5.18b bei x = 6.00 m und für die Untersuchungvon Abb. 5.18c bei x = 9.00 m eingebaut. Um die massive Sohlenströmungzu bremsen, waren bei diesen eingesetzten Lochwänden der unterste Meter
undurchlässig ausgebildet. Damit der Schlammrücktransport trotzdem
möglich ist, bestanden die untersten 22 cm aus einer steifen, aber doch
noch beweglichen Gummischürze. Der durchlässige Anteil £ betrug
durchwegs 10 % (Konfiguration aus Abb. 5.13b).
Der positive Einfluss einer Lochwand ist v. a. auf das vertikale Geschwin¬
digkeitsprofil unmittelbar vor der Lochwand sieht- und messbar (Abb.
5.18a). Sobald sich die Lochwand in einem grösseren Abstand vom
Messquerschnitt befindet, ergeben sich ähnliche Geschwindigkeitsprofilewie ohne Einbauten (Abb. 5.18b und c). Das Geschwindigkeitsprofil, das
sich nach der Lochwand ausbildet, wird wiederum durch die vorhandenen
Dichtedifferenzen dominiert. Bei x = 10.00 m wird es bei allen Fällen
durch den Ablauf dominiert. Um dies zu verhindern, ist der Einbau einer
Lochwand möglichst nahe vor den Ablaufrinnen erforderlich.
156 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Die Schlammvolumenbeschickungen qsv betragen 241 l/m2-h (Abb.
5.18a), 154 l/m2-h (Abb. 5.18b) und 123 l/m2-h (Abb. 5.18c). Die Wasser¬
tiefe und die Räumgeschwindigkeit waren bei allen drei Versuchen H =
3.00 m und vr = 2 cm/s. Die horizontalen Fliessgeschwindigkeiten u [cm/s]
in Abb. 5.18a bis c entsprechen daher wiederum Mittelwerten über eine
Messdauer von 200 Sekunden, was der Zeit zwischen zwei Räumbalken¬
durchgängen entspricht.
Für die Darstellung in Abb. 5.18a bis c wurden die horizontalen Fliess¬
geschwindigkeiten in Beckenmitte auf den Höhen z = 0.40, 0.60, 0.80,
1.20, 1.60, 2.00, 2.40 und 2.80 m erfasst. Mit dieser Verringerung der
Auflösung gegenüber den Versuchen analog Abb. 5.16 konnte der
Messaufwand erheblich reduziert werden ohne grundsätzliche Informa¬
tionen zu verlieren.
Die Bilanzen über die Messquerschnitte der Abb. 5.16 und 5.18 stimmen in
Anbetracht der Messgenauigkeit (Kapitel 3.4.2) recht gut.
Obwohl eine zweidimensionale Betrachtung grundsätzlich zulässig ist,
stellen die in Beckenmitte gemessenen horizontalen Fliessgeschwindig¬keiten eine starke Vereinfachung der komplexen Verhältnisse in Natur dar.
Insbesondere unmittelbar vor den Einbauten herrschen stark dreidimen¬
sionale Strömungen, die nur mit einem anderen Messsystem bestimmt
werden können. Mit den vorliegenden Daten kann auch nicht exakt
vorausgesagt werden, wie und in welcher Ebene vor der Lochwand der
Geschwindigkeitsausgleich stattfindet. Trotzdem zeigt Abb. 5.18a, dass ein
Ausgleich der horizontalen Fliessgeschwindigkeiten in der Mittelachse der
Rinne in einem Abstand von 0.75 m vor der Lochwand erfolgt ist. Diese
Feststellung bestätigte sich auch in allen anderen Versuchen mit Einbauten.
5 STATIONÄRE VERSUCHE 157
a)
z [m
3
2.5
2
1.5
1
0.5
Vb)
z[m]
c)
z[m]
i-V
3.00 m 10.00 m
10.00 m
3.00 m
5 [cm/s]
10.00 m
Legende:^^^— Mittelwerte [cm/s]
Maximalwerte [cm/s]— — Minimalwerte [cm/s]
Standardabw. [cm/s]
Abb. 5.18: Horizontale Fliessgeschwindigkeitsprofile in Beckenmitte bei x = 3.00 m
und x = 10.00 m für drei Versuche mit je einer Lochwand bei x = 3.75 m
(a), x = 6.00 m (b) bzw. x = 9.00 m (c).
158 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Das Flockenbild unmittelbar vor den Lochwänden konnte durch die
Glasscheiben des Versuchs-Nachklärbeckens beobachtet werden. Es hat
sich gezeigt, dass die Flockengrösse vor den Lochwänden diejenige nach
den Lochwänden um ein Vielfaches übersteigt. Der Brems- oder Staueffekt
der Lochwände manifestierte sich auch in einer grösseren Anzahl Rocken
vor den Wänden gegenüber hinter diesen. Diese Beobachtung konnte in
sämtlichen Versuchen mit Lochwänden visuell gemacht, aber messtech¬
nisch nicht nachgewiesen werden. Durch die angeordneten Strömungs¬bremsen wird die Aufenthaltszeitverteilung verbessert, was sich in einer
erhöhten Flockungswirksamkeit und schliesslich in einer gesteigertenAbsetzeffizienz niederschlägt. Sicherlich üben auch die erhöhte Turbulenz
und die erzeugten Scherschichten unmittelbar nach den Lochwänden
(Jetströmung) einen positiven Einfluss auf die Flockung aus. Aus diesem
Grunde ist auch wichtig, dass die Lochdurchmesser nicht zu klein sind,
damit die Lochdurchströmung, also der Jet, turbulent bleibt. Gemäss
McNaughton und Sinclair (1966) (vgl. Kapitel 2.2.1) reduziert sich die
laminare Länge bei Jet-Reynoldszahlen von R = 1000 (R = ul-Dl/v) von
ca. 12-Dl auf ca. 3-Dl bei R = 2'000. ul steht für die horizontale Fliess¬
geschwindigkeit in der Lochöffnung. Erst bei Jet-Reynoldszahlen, die
grösser als R = 3'000 sind, wird die laminare Länge vernachlässigbar und
der Jet kann als voll turbulent bezeichnet werden.
Obwohl der Lochdurchmesser in der vorliegenden Untersuchung nicht
variiert worden ist, kann ein Lochdurchmesser Dl von 10 cm oder mehr
empfohlen werden. Es liegen positive Betriebserfahrungen von einem
echten Nachklärbecken mit einem Lochdurchmesser von Dl = 10 cm und
mehreren Einbauten vor, während sich der Betrieb mit einem Lochdurch¬
messer von Dl = 5 cm und nur einer Lochwand auf einer anderen Klär¬
anlage überhaupt nicht bewährt hat.
5.4.3 Schlammasse im Nachklärbecken
Die Schlammasse im Nachklärbecken, insbesondere derjenige Teil im
Bereich der Ablaufzone, ist ein betrieblich bedeutsamer Parameter. Steigtder Schlammspiegel zu hoch an, beeinflusst er massgeblich den Schweb¬
stoffgehalt im Beckenablauf. Die Masse des im Becken liegenden Belebt-
5 STATIONÄRE VERSUCHE 159
Schlammes kann über das Produkt Schlammspiegelhöhe mal mittlere
Konzentration der Schlammschicht abgeschätzt werden.
Für die Ermittlung der Schlammspiegelhöhe existieren von verschiedenen
Autoren Berechnungsformeln, die in Kapitel 2.3.2 vorgestellt worden sind.
Bei diesen Ansätzen wird immer davon ausgegangen, dass die Schlamm¬
schicht über der gesamten Beckensohle dieselbe Höhe einnimmt. Diese
Annahme mag unter gewissen Voraussetzungen stimmen, trifft aber auf
keinen Fall für das Versuchs-Nachklärbecken mit Kettenräumer zu. In
sämtlichen Versuchen konnte eine z. T. beträchtliche Abnahme der
Schlammspiegelstärke vom Beckenanfang gegen das Beckenende hin fest¬
gestellt werden. Die Daten der vorliegenden Untersuchung für das
Versuchs-Nachklärbecken ohne Einbauten können also mit den Formeln
aus der Literatur nur dann verglichen werden, wenn die gemessenen
Schlammspiegellagen über die Beckenlänge gemittelt werden. Durch diese
Mittelung wird die Schlammspiegelstärke am Beckenanfang unter-,
diejenige am Beckenende überschätzt. Unter Berücksichtigung der
entsprechenden Gültigkeitsbereiche der Untersuchungen aus der Literatur
resultiert die Darstellung in Abb. 5.19. Diese zeigt die Schlammspiegel¬höhe hs [m] in Funktion der Schlammvolumenbeschickung qsv P/m2-hj.
Dabei wird deutüch, dass die berechneten Grössen nach Ditsios (1982) mit
denen nach Günthert (1984a und 1984b) bis zu einer Schlammvolumen¬
beschickung von qsv = 300 l/m2-h recht gut übereinstimmen. Bei höheren
Beschickungen fällt bei der Formel (2.73) (Ditsios, 1982) insbesondere die
Quadrierung der Oberflächenbeschickung qA [m/hl stark ins Gewicht, was
bei der maximalen Beschickung auf der Versuchsanlage der vorliegenden
Untersuchung sogar dazu führt, dass die rechnerische Schlammspiegelhöhedie Beckentiefe übersteigt. Bei jener Beschickung betrug zudem das
Rücklaufverhältnis RV = 2.0, was zusätzlich direkt in die Berechnung
eingeht. Die berechneten Grössen nach ATV (1991) stimmen mit den
gemessenen Werten recht gut überein. Die Berechnung nach A7V (1991)
erfolgt nach Formel (2.71), diejenige nach Ditsios (1982) nach Formel
(2.73) und diejenige nach Günthert (1984a und 1984b) nach Formel (2.75).
Bei der von Ditsios (1982) durchgeführten Untersuchung an einer
halbtechnischen Anlage in Graz schwankte der Schlammindex ISV
zwischen 80 und 150 [ml/gl. Die Daten von Günthert (1984a und 1984b)
wurden in Naturversuchen an Rundbecken ermittelt. Die Abhängigkeit der
in dieser Untersuchung gemessenen Schlammspiegellagen von der
160 5 STATIONARE VERSUCHE
Schlammvolumenbeschickung gehorcht am besten einer linearen Funktion.
Diese Ausgleichsgerade schneidet wie bei Günthert (1984a und 1984b) die
Ordinate im negativen Bereich. Die Steigung allerdings ist bei Günthert
(1984a und 1984b) fast dreimal höher als bei den hier durchgeführten
Messungen und führt damit zu viel konservativeren Schlammspiegel¬
berechnungen. Die einfache Abhängigkeit der über die Beckenlänge
gemittelten Schlammspiegellage hs von der Schlammvolumenbeschickung
qsv lässt sich im Nachklärbecken ohne Einbauten wie folgt formulieren:
die über die Zeit gemittelte Schlammspiegelhöhe an einer Stelle x. Die
berechneten Werte wurden gemäss Formel (5.34) ermittelt.
Werden in einem konventionellen Nachklärbecken Strömungsbremsen
eingebaut, so entsteht ein völlig verändertes Schlammregime (Abb. 5.15).
Die mittlere Schlammspiegellage in den einzelnen Kammern hängt
innerhalb des Teilbeckens weniger von der Lagekoordinate x ab: sie ist
praktisch horizontal. In den vorderen Beckenkammern befindet sich bedeu¬
tend mehr Schlamm als in den hinteren. Es herrschen demzufolge zwischen
den einzelnen Teilbecken je nach Beschickung grosse Gradienten bezüg¬
lich der Schlammspiegellage, die in der nachfolgenden Kammer eine
erneute Dichteströmung erzeugen. In der Kammer selbst kann allerdings
meist von einem mehr oder weniger horizontalen Schlammspiegel
ausgegangen werden, sofern die mittlere Schlammspiegellage deutlich
grösser als die Räumbalkenhöhe ist.
Um ein Gefühl für die Grössenordnungen der Schlammspiegellagen in den
Teilbecken zu erhalten, sind für die durchgeführten Versuche mit
Einbauten, die entsprechenden Schlammhöhen hsi in Tab. 5.2 angegeben.
5 STATIONÄRE VERSUCHE 165
Vers.
Nr.Qa
[m/h]qsv
[l/m2*]ho[m]
Anzahl
KammernK
Ort der
Einbauten
bei x = .. [m]
durch¬
lässigerAnteil
hsi[cm]
hs2[cm]
hs3[cm]
hs4[cm]
9 1.0 176 0.5 4 3.75, 7.5,11.25
0.14 45 12 0 0
16 0.58 98 0.5 2 3.75 0.10 57 6 - -
17 1.0 154 0.5 2 6.0 0.10 36 3 - -
18 0.72 123 0.5 2 9.0 0.10 12 0 - -
19 1.0 241 0.5 2 3.75 0.10 120 21 - -
21 2.0 432 0.5 4 3.75, 7.5,11.25
0.10 168 135 72 45
32 1.0 184 0.85 4 3.75, 7.5,11.25
0.21 84 33 6 0
33 2.0 360 0.85 4 3.75, 7.5,11.25
0.21 114 93 48 39
34 1.0 194 0.35 4 3.75, 7.5,11.25
0.21 69 27 0 0
35 2.0 348 0.35 4 3.75, 7.5,11.25
0.21 120 72 48 39
Tab. 5.2: Schlammspiegelhöhen h$i [cm] in den einzelnen Beckenkammern bei den
stationären Versuchen mit Einbauten.
Aus Tab. 5.2 wird klar ersichtlich, dass eine zunehmende Unterteilung in
mehr als zwei Beckenkammern die relativen Gradienten der Schlamm¬
spiegelhöhen zwischen den einzelnen Teilbecken reduziert. Dies ist
insbesondere für die letzte Beckenkammer, in der sich der Beckenablauf
befindet, entscheidend. Ist die Schlammspiegeldifferenz zwischen
zweithinterster und hinterster Beckenkammer gering, so wirkt sich dies
positiv auf die Strömungsverhältnisse aus; umgekehrt kann sich eine
Dichteströmung entwickeln, die eine ungenügende Ablaufqualität zur
Folge hat.
Krebs (1991b) hat einen theoretischen Ansatz entwickelt, mit dem die
maximale Schlammspiegelhöhe eines unterteilten Nachklärbeckens, also
die Schlammspiegelhöhe in der ersten Beckenkammer hsi, ermittelt
werden kann. Seine Formulierung lautet:
hs/+qsv-a + RV-RVi)-cyL/L,s«
'
H + qsva +RV-RV.^.L/L, (5^
In Formel (5.36) sind alle Grössen in SI-Einheiten einzusetzen. Li steht für
die Länge der ersten Beckenkammer (Abb. 5.15) und die Konstanten hsi*
166 5 STATIONÄRE VERSUCHE
= - 0.7 m und csi = 10'500 s stammen von einem Datenfit aus Natur¬
messungen an einem Rundbecken. Für den Rücklauf aus der ersten
Beckenkammer gilt das Rücklaufverhältnis RVi = Qrsi/Q.
In Abb. 5.21 sind die berechneten Werte nach Krebs (1991b) den in der
vorliegenden Studie im ersten Teilbecken gemessenen Schlammspiegel¬lagen hsi in Abhängigkeit der Schlammvolumenbeschickung qsv
gegenübergestellt. Für ein RücklaufVerhältnis aus der ersten Kammer RVi
= RV ergibt sich eine sehr gute Übereinstimmung (Abb. 5.21: Symbol A).
Für die Verhältnisse im Versuchs-Nachklärbecken mit Kettenräumer liegtdas Rücklaufverhältnis RVi aus der ersten Beckenkammer sicherlich
bedeutend näher bei RV als bei 0. Als anderer Extremfall sind in Abb. 5.21
zudem noch die nach Formel (5.36) berechneten Werte für RVi = 0
eingezeichnet (Abb. 5.21: Symbolo). Dies würde dann zutreffen, wenn
aus der ersten Kammer überhaupt kein Rücklauffluss stattfände, also wenn
zum Beispiel bei einer Schlammräumung mit Saugräumer sich dieser
momentan am anderen Beckenende befände. Für 0 < RVi < RV hegen die
berechneten Werte zwischen den in Abb. 5.21 aufgetragenen Extremfällen.
Für die meisten Versuche mit Einbauten betrug das Verhältnis in der
vorliegenden Untersuchung L/Li = 4 (vgl. Tab. 5.2). Für dieses
LängenVerhältnis und für ein RücklaufVerhältnis von RVi = RV ist die
Funktion nach Krebs (1991b) in Abb. 5.21 eingezeichnet. Die Darstellungin Abb. 5.21 zeigt deutlich, dass die Sensitivität der Grösse RVi auf die
Schlammspiegelhöhe hsi beim Ansatz nach Gleichung (5.36) beträchtlich
ist.
Bei einem konventionellen Nachklärbecken ist für die Berechnung der
Schlammspiegellage die über die gesamte Beckenoberfläche gemittelte
Schlammvolumenbeschickung eine sehr wichtige Variable. Beim mit
Lochwänden unterteilten Becken sind die Verhältnisse komplizierter, da
bedeutend mehr Stoffflüsse entstehen. In die erste Beckenkammer fliesst
der gesamte Nachklärbeckenzufluss Qo und bei Becken mit Schlamm¬
trichtern verlässt der Rücklaufschlammfluss Qrs die erste Kammer.
Zusätzlich findet aber auch eine Schlammverfrachtung in die nächstfol¬
gende Kammer statt. Diese kann aufgeteilt werden in einen kleineren
Betrag, der oberhalb der Schlammschicht der ersten Kammer erfolgt und
einen bedeutenderen Betrag, der infolge der Schlammspiegeldifferenzen
(zwischen erster und zweiter Kammer) im Bereich der eigentlichen
5 STATIONÄRE VERSUCHE 167
Schlammschicht erfolgt. Diese Überlegungen bezüglich Stoffflüsse geltenfür alle folgenden Teilbecken analog. In der untersten Zone, wo der
Rücklaufschlammtransport stattfindet, erfolgt zudem ein das Teilbecken
verlassender Stofffluss in das davorliegende Teilbecken.
M
C
COC«OC
"3
joCL(0
EES
o(0
3
2.5
2
1.5
1
0.5
o hS1 Im] (Krebs 1991b); RV1=0a hS1 [m] (Krebs 1991 b); RV1=RV• hS1 [m] (Versuche Baumer) mit LW
—hS1 [m] (Krebs 1991b; IA1=4; RV1=RV)^
—•-+
0 100 200 300 400 500
Schlammvolumenbeschickung q [l/m2h]sv
Abb. 5.21: Schlammspiegellage hsi [m] in der ersten Beckenkammer in Abhängigkeit
der Schlammvolumenbeschickung qsv [l/m2h] für Nachklärbecken mit
Lochwänden. Die Berechnungen gemäss Krebs (1991b) entsprechen Formel
(5.36).
Gilt es nun die Schlammspiegellage hsi in den einzelnen Teilbecken zu
berechnen, so müssen Hilfsgrössen eingeführt werden, da die oben
erwähnten Stoffflüsse experimentell nicht erfasst werden konnten. Der im
folgenden vorgestellte Berechnungsansatz für die Schlammspiegelhöhe hsi
beruht also nicht auf Prozessen oder Mechanismen, sondern stellt lediglichein empirisches Modell dar.
Statt von einer mittleren Schlammvolumenbeschickung qsv für das
gesamte Nachklärbecken auszugehen, erscheint es sinnvoll, die Zufluss¬
bedingungen bzw. die effektiven Schlammvolumenbeschickungen qsvi für
die einzelnen Beckenkammern neu zu definieren. Für das erste Teilbecken
lässt sich dies noch relativ einfach formulieren. Die Schlammvolumen¬
beschickung der ersten Kammer qsvi ist einerseits abhängig vom Ver-
168 5 STATIONÄRE VERSUCHE
hältnis der gesamten Beckenoberfläche A zur Oberfläche der ersten
Beckenkammer Ai und andererseits vom Lochflächenanteil der ersten
Lochwand £1 = Fli/Fnb (Abb. 5.15). Der erste Beckenteil eines unterteil¬
ten Nachklärbeckens wird viel stärker beaufschlagt als dies bei einem
Nachklärbecken ohne Einbauten der Fall ist. Der einfache Ansatz:
A
Qsv, =q.sv'T-Ai
f, F0_. A1
FNBy=
qsvT~(i-Ci)Ai (5.37)
erlaubt eine mögliche Abschätzung der effektiven Schlammvolumen¬
beschickung der ersten Beckenkammer. Beim Einbau von vertikalen Wän¬
den wird die Schlammvolumenbeschickung, die sich für das entsprechendenichtunterteilte Nachklärbecken ergäbe, mit zwei Faktoren multipliziert.Der erste ist ein Vergrösserungsfaktor, der dem Verhältnis der gesamten
Beckenoberfläche A zur Oberfläche des ersten Teilbeckens Ai entspricht.
Da die Wände aber durchlässig sind, verlässt auch ein Teil des Schlammes
die erste Kammer in die nächstfolgende. Mit dem Lochflächenanteil der
ersten Lochwand £i im zweiten Faktor ist angedeutet, dass ein Teil des
Schlammes von der ersten Kammer in die folgende verfrachtet und die
Schlammvolumenbeschickung der ersten Kammer qsvi entsprechend
reduziert wird.
Formel (5.37) gilt nur für unterteilte Nachklärbecken, bei denen £i < 1 ist.
Ist der Lochflächenanteil £i = 1, so ist der entsprechende Becken¬
querschnitt zu 100 % durchlässig, d. h. es ist dort gar keine Lochwand
vorhanden und die folgenden Betrachtungen werden überflüssig. Der
andere Extremfall, bei dem der Lochflächenanteil £i = 0 ist, entspricht
einer undurchlässigen Wand. Ist dies der Fall, so erhöht sich die Schlamm¬
volumenbeschickung der ersten Teilkammer entsprechend dem Faktor
A/Ai. Das gesamte Nachklärbecken wäre theoretisch auf eine extrem hoch
belastete erste Stufe reduziert.
Für rechteckige Nachklärbecken mit normal zu den Beckenwänden
installierten Einbauten kann anstelle des Oberflächenverhältnisses A/Ai in
Formel (5.37) das Längenverhältnis L/Li eingesetzt werden:
5 STATIONÄRE VERSUCHE 169
L
qs^ =q.sv ;-
Li
( Fl= qsv -^—(i-Ci)
L». (5.38)
Mit Hilfe einer empirisch hergeleiteten Formel, die weiter unten vorgestelltwird (Gleichung (5.44)), kann mit dieser für die erste Beckenkammer
ermittelten Schlammvolumenbeschickung qsvi die entsprechende
Schlammspiegelhöhe hsi berechnet werden.
Für die Berechnung der Schlammvolumenbeschickung qsvi der folgenden
Teilbecken soll ähnlich vorgegangen werden. Nachdem verschiedene
Ansätze geprüft wurden, ergab sich für den im folgenden abgeleiteten die
beste Korrelation.
Die Schlammvolumenbeschickung qsvi eines Teilbeckens soll mit Hilfe
der Schlammvolumenbeschickung der vorhergehenden Kammer qsvi-i, des
durchlässigen Flächenanteils der vorangehenden Lochwand Q.i, des Ober¬
flächenverhältnisses des entsprechenden Teilbeckens und dem davor-
liegenden k\IK\.\ und wiederum mit Hilfe des Flächenanteils der Loch¬
wand am Ende des Teilbeckens £i, durch die ein Teilstofffluss die Kammer
verlässt, beschrieben werden. Die Versuchsergebnisse haben gezeigt, dass
es sinnvoll erscheint, die Schlammverfrachtung vom einen ins nächste
Teilbecken differenziert zu betrachten: im Bereich der Schlammschicht
erfolgt der Hauptteil der Verfrachtung, während im oberen Teil des
Beckens ein nur noch geringer Anteil in die nächste Kammer transportiertwird.
Wird für die Beschickung der i-ten Kammer von den oben erwähnten
Grössen ausgegangen, so kann diese zweite Hilfsgrösse, die Schlamm¬
volumenbeschickung qsvi, mathematisch wie folgt formuliert werden. Mit
dem empirischen Ansatz in Gleichung (5.39) wurden für die Berechnungder Schlammspiegelhöhe hsi die besten Ergebnisse erzielt (vgl. auch Abb.
5.15):
qsvs = ^•^o-w-^*1
m-hs ^«Jsv„¥<>-> '-^^ •(!-«'-' A, vH
j
ausSchlammbett oberhalbSchlammbett
(5.39)
170 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Diese theoretische Schlammvolumenbeschickung der i-ten Kammer setzt
sich aus zwei Teilen zusammen. Der Hauptteil der Schlammverfrachtungin dieses Teilbecken erfolgt aus dem Schlammbett des davorliegendenTeilbeckens. Jene Schlammhöhe wird mit hsi-i bezeichnet und muss
vorgängig mit Hilfe von Gleichung (5.44) bestimmt werden. Die
Versuchsergebnisse haben gezeigt, dass der Parameter der Durchlässigkeitder Wand (i-1) auf den aus dem Schlammbett der davorliegenden Kammer
verfrachteten Anteil für die untersuchten Fälle keinen grossen Einfluss
ausübt. Da die einzelnen Teilbecken miteinander korrespondieren, ist der
Schlammanteil, der in das i-te Becken verlagert wird, umso grösser, jehöher die Schlammspiegellage in der Kammer (i-1) ist. Schliesslich stellt
sich zwischen den Schlammspiegellagen der verschiedenen Kammern ein
Gleichgewicht ein. Im ersten Teil der Schlammvolumenbeschickung qsvi
wird daher das Verhältnis der Schlammspiegellage im davorliegendenTeilbecken zur Beckentiefe als Faktor eingeführt (Faktor hsi-i/H). Zudem
wird dieser Anteil wiederum durch den durchlässigen Flächenanteil am
Ende der Kammer reduziert (Faktor (l-£i)). Das Verhältnis der
Oberflächen der davorliegenden Kammer und der betrachteten fliesst als
weiterer Faktor in die Berechnung des ersten Summanden von Gleichung
(5.39) ein (Faktor Ai-i/Aj). Der zweite Summand der
Schlammvolumenbeschickung qsvi repräsentiert die Schlammverfrachtung
von der davorliegenden Kammer in das betrachtete Teilbecken oberhalb
des Schlammbettes (H-hsi-i). Jener Anteil ist stark vom durchlässigen
Flächenanteil am Ende des davorliegenden Teilbeckens abhängig (Faktor
£i_l) und wird ebenfalls durch den durchlässigen Flächenanteil am Ende
der Kammer reduziert (Faktor (1-&)). Auch beim zweiten Summanden für
die Berechnung von qsvi fliesst das Verhältnis der Oberflächen der
davorliegenden Kammer und der betrachteten als weiterer Faktor ein
(Faktor Aj-i/Ai).
Für Rechteckbecken mit normal zu den Beckenwänden installierten
Einbauten können die Oberflächenverhältnisse wiederum durch die
Längenverhältnisse ersetzt werden:
qsvs = qsvw•
u-l'-W
hs"
H
ausSchlammbett
LmfH-hc >
'" L,
s;.<bv,'^ir —=*- •(!-&)
V H j
oberhalbSchlammbett
(5.40)
5 STATIONARE VERSUCHE 171
Für die Berechnung der Schlammspiegellage im Nachklärbecken mit
Einbauten soll wie beim konventionellen Becken ein Ansatz mit möglichst
wenig Variablen gewählt werden. Analytische Betrachtungen haben
gezeigt, dass die über die Zeit gemittelten Schlammspiegellagen hsi in den
einzelnen Teilbecken mit der oben hergeleiteten theoretischen Schlamm¬
volumenbeschickung qsvi beschrieben werden können:
hSi = f(qsvi). (5.41)
Wie bei den Versuchen des konventionellen Beckens ohne Einbauten wird
auch hier für die Normierung der Zielgrösse hsi die Räumbalkenhöhe
hr = 0.15 m (5.42)
und für die Normierung der effektiven Schlammvolumenbeschickung qsvi
die maximal zulässige Schlammvolumenbeschickung nach ATV (1991)
qsv zul = 450 l/m2-h (5.43)
als sinnvolle Grössen gewählt.
Für die Abschätzung der zur in den Versuchen verwendeten Räumbalken¬
höhe relativen Schlammspiegellage hsi liefert die folgende Formel die
besten Resultate:
in = 0.87 + 3.24-f qSv, \
vqSV*u, J
In Abb. 5.22 sind die nach Formel (5.44) gerechneten Werte gegenüberden in den Versuchen gemessenen aufgetragen. Die eingezeichneteBandbreite von + 30 cm (= 2-hr) deckt praktisch sämtliche Werte ab und
zeigt die recht gute Übereinstimmung zwischen den berechneten und den
gemessenen Werten.
Die beiden Formeln (5.34) und (5.44), die zur rechnerischen Ermittlung der
Schlammspiegelhöhe im Nachklärbecken ohne bzw. mit Einbauten dienen,
stellen stark vereinfachte Modelle der in Natur ablaufenden Prozesse dar.
172 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Sie ermöglichen eine Abschätzung bei einem Becken, das sich im
Gleichgewichtszustand befindet. Der Gültigkeitsbereich der einzelnen
Formeln ist allerdings insbesondere bezüglich des Schlammvolumen-
indices ISV und der konstanten Grössen an der Versuchsanlage ziemlich
eingeschränkt.
20
15 -
10(0
5 10 15 20
Abb. 5.22: Vergleich zwischen gerechneten und gemessenen Werten der zur verwen¬
deten Räumbalkenhöhe relativen Schlammspiegellage hsi/hr. hsi steht für
die über die Zeit gemittelte Schlammspiegelhöhe in der i-ten Becken¬
kammer. Die berechneten Werte wurden gemäss Formel (5.44) ermittelt.
Für die Ermittlung der theoretischen Eindickzeit tß, also der eigentlichen
Aufenthaltszeit der Schlammflocken im Schlammbett, ist die Kenntnis des
gesamten Schlammvolumens Vs in einem Nachklärbecken erforderlich.
Die Eindickzeit lässt sich rechnerisch wie folgt bestimmen:
tE =
"5
jTSdhvs
Qrs TSRS (5.45)
wobei Vs eine Funktion von hs ist (vgl. auch Gleichung (5.47)).
5 STATIONÄRE VERSUCHE 173
Das Integral des Trockensubstanzgehaltes TS über die Schlammschicht mit
der Höhe hs ergibt eine mittlere Schlammkonzentration im Schlammbett.
Ohne Berücksichtigung einer Kurzschlussströmung vom Zulauf direkt in
den Schlammtrichter gilt in erster Näherung für die Eindickzeit tß:
tE = Vs/Qrs. (5.46)
Das Schlammvolumen Vs lässt sich für die vorliegenden Verhältnisse als
Integral der Schlammhöhe hs über die Beckenlänge L berechnen:
Vs=jhs(x)Bdxo
. (5.47)
Werden die Versuchsergebnisse Vs gegenüber der Schlammvolumen¬
beschickung qsv, die den massgebenden Einflussparameter für Vs
darstellt, aufgetragen, so ergibt sich die Darstellung von Abb. 5.23. Die
Abhängigkeit der Schlammvolumina im Versuchs-Nachklärbecken von der
Schlammvolumenbeschickung kann dabei sowohl für die Versuche ohne
Einbauten (ohne LW) als auch für diejenigen mit Lochwänden (mit LW)
mit einer Potenzfunktion angenähert werden. In Abb. 5.23 sind dabei
sämtliche Versuche mit Lochwänden eingetragen. Sicherlich spielt auch
die Anzahl Einbauten und deren Durchlässigkeit eine Rolle für das
Schlammvolumen Vs. Die Darstellung in Abb. 5.23 soll lediglich die
Tendenz bezüglich gesamter Schlammenge zeigen, die sich beim
modifizierten Versuchs-Nachklärbecken eingestellt hat. Bei zunehmender
Schlammvolumenbeschickung steigt das Schlammvolumen im Nachklär¬
becken mit Einbauten gegenüber demjenigen ohne Einbauten überpro¬
portional an. Für die Versuche ohne Einbauten kann geschrieben werden:
Vs = 0.00335-qsvL30 [m*] (5.48)
und für die Versuche mit Einbauten:
Vs = 0.000905-qsv159. [m3] (5.49)
In den nicht dimensionsechten Formeln (5.48) und (5.49) ist die Schlamm¬
volumenbeschickung qsv in [Vm2-h] einzusetzen.
174 5 STATIONÄRE VERSUCHE
20
15-
-1—i—iiiiii—1 i i i i
VS[m3](ohneLW)-VS[m3](mitLW)
100 200 300 400 500 600
qsv [!/m2h]
Abb. 5.23: Abhängigkeit des gesamten Schlammvolumens Vs [m3] im Versuchs-
Nachklärbecken von der Schlammvolumenbeschickung qsv- Bei den
Versuchen mit Lochwänden (mit LW) steigt das sich im Becken
befindende Schlammvolumen mit steigender Schlammvolumen¬
beschickung überproportional.
Abb. 5.23 verdeutlicht den Unterschied bezüglich Schlammhaushalt
zwischen Nachklärbecken ohne und mit Einbauten. Bei Becken mit
strömungsbremsenden Einbauten wird das gesamte Schlammvolumen
grösser, was zu längeren Verweilzeiten des Schlammes im Becken führt.
Dies kann zu unerwünschten biochemischen Prozessen führen, die mit
betrieblichen Massnahmen vermieden werden müssen (Kapitel 5.4.5).
5.4.4 Schwebstoffgehalt im Nachklärbeckenablauf
Vom Gesichtspunkt des Gewässerschutzes her spielt der Schwebstoffgehaltim Nachklärbeckenablauf eine sehr zentrale Rolle. Damit sich als Folge
von Abwassereinleitungen im Vorfluter einer Kläranlage u. a. kein
5 STATIONÄRE VERSUCHE 175
Schlamm bilden kann, darf der Schwebstoffgehalt im Ablauf von Klär¬
anlagen gemäss Schweizerischer Gesetzgebung1 den Grenzwert von
TSE zul = 20 mg/1 (5.50)
in vier von fünf mengenproportionalen Tagesmischproben bei Trocken¬
wetter nicht überschreiten.
Der in Gleichung (5.50) aufgeführte Grenzwert wird v. a. dann
überschritten, wenn eine Kläranlage mit dem maximalen Zufluss, also bei
Mischwasserzufluss nach Regenereignissen, belastet wird. Erwiesener¬
massen ist das Risiko des Überschreitens dieses Grenzwertes um so
grösser, je geringer die Tiefe der Nachklärbecken ist. Diese Erkenntnis ist
bekannt und hat unter anderem auch dazu geführt, dass bei der Dimen¬
sionierung der Nachklärbeckentiefe im Verlaufe der letzten zwanzig Jahre
immer höhere Werte gefordert werden.
Ein wichtiges Ziel des im Kapitel 5.4.1 beschriebenen Verbesserungskon¬
zeptes von Nachklärbecken mit Hilfe von strömungsbremsenden Einbauten
ist die Reduktion des Schwebstoffgehaltes im Beckenablauf. Auch für nach
heutigen Dimensionierungsrichtlinien (z. B. ATV, 1991) zu flach gebaute
Nachklärbecken soll auch bei Regenwetterzuflüssen, also bei hohen
Schlammvolumenbeschickungen, mit Hilfe von Lochwänden erreicht wer¬
den, dass der Schwebstoffgehalt im Beckenablauf den zulässigen Grenz¬
wert nicht überschreitet. Abb. 5.24 zeigt eine pauschale Abhängigkeit des
Schwebstoffgehaltes im Ablauf des Versuchs-Nachklärbeckens von der
Schlammvolumenbeschickung qsv- Für die Versuche ohne Lochwände
wird ab einer Schlammvolumenbeschickung von ca. 200 - 300 l/m2h der
zulässige Grenzwert bereits überschritten. Der dargestellte Zusammenhangfür die Versuche ohne Einbauten weist in etwa einen linearen Trend auf.
Die Versuche, bei denen strömungsverbessernde Einbauten eingesetzt
worden sind, zeigen bezüglich Schwebstoffgehalt im Beckenablauf ein
deutlich besseres Bild: es findet ein Übergang von einer linearen in eine
nichtlineare Abhängigkeit statt. Der Schwebstoffgehalt TSe im Beckenab¬
lauf für die Versuche mit Einbauten gehorcht einer Funktion, die sich
1 Verordnung über Abwassereinleitungen vom 8. Dezember 1975 (Stand am 1. Januar 1984),
814.225.21,16 Seiten.
176 5 STATIONÄRE VERSUCHE
asymptotisch einem Grenzwert nähert (Abb. 5.24). Die positiven Aspektevon Lochwänden kommen v. a. bei hydraulisch starken Belastungen zum
Tragen. Selbst bei der nach ATV (1991) maximal zulässigen Schlamm¬
volumenbeschickung von 450 l/m2-h wird der Grenzwert von TSe zul = 20
mg/1 im Ablauf noch nicht überschritten.
^ [l/m2h]
Abb. 5.24: Zusammenhang zwischen dem Schwebstoffgehalt im Ablauf des Versuchs-
Nachklärbeckens TSe [mg/1] und der Schlammvolumenbeschickung qsv
[l/m2-h]. Die Darstellung belegt, dass mit strömungsbremsenden Einbauten
(mit LW) vor allem bei höheren Belastungen eine deutliche Verbesserung
der Ablaufqualität erreicht werden kann.
Billmeier (1978) führte den Begriff der spezifischen Raumbelastung ein,
die in Formel (2.78) zitiert ist. Danach ist der Schwebstoffgehalt im Ablauf
eines Nachklärbeckens abhängig von der Schlammvolumenbeschickung,vom Rücklaufverhältnis und von der Beckentiefe (vgl. Formel (2.79)). Die
Beckentiefen der von Billmeier (1978) untersuchten konventionellen
Rundbecken erstrecken sich von 1.25 bis 1.7 m am Rand und von 2.24 bis
4.2 m im Zentrum. Die maximale spezifische Raumbelastung seiner Unter¬
suchungen lag bei ca. 750 l/m3-h. Abb. 5.25 vergleicht die Messergebnisseder vorliegenden Untersuchung mit der bekannten Formel (2.79) von
Billmeier (1978). Es fällt auf, dass die Daten der Versuche mit Lochwän¬
den (mit LW) noch am ehesten mit der Kurve von Billmeier (1978) an-
5 STATIONÄRE VERSUCHE 177
genähert werden könnten, während die Ergebnisse der Versuche ohne
Lochwände (ohne LW) durchwegs darüber liegen. Diese Feststellung nährt
die Vermutung, dass unter Umständen die absolute Beckenlänge für den
Schwebstoffgehalt im Ablauf des Nachklärbeckens eine wichtige Rolle
spielt. Aus baulichen Gründen konnte das Versuchs-Nachklärbecken nicht
länger als 15 m gebaut werden (vgl. Kapitel 3). Horizontal längsdurch¬
strömte Nachklärbecken in Natur sind aber mindestens doppelt so lang. Ein
absoluter Vergleich zwischen den Schwebstoffgehalten der Versuchsanlage
und Daten aus Naturmessungen scheint daher schwierig. Wesentlicher
allerdings sind die relativen Unterschiede der Ergebnisse der verschiedenen
Versuchskonfigurationen, die gut miteinander verglichen werden können.
200
150--
1U100-
50--
—+—TSE [mg/l] ohne LW• TSE [mg/l] mit LW
— -Billmeier (1978)
100 200 300 400 500 600
.3l
700
qsV(1+RV)/H[l/mJh]
Abb. 5.25: Zusammenhang zwischen dem Schwebstoffgehalt im Ablauf des Versuchs-
Nachklärbeckens TSe [mg/l] und der spezifischen Raumbelastung
qsvü+RV)/H [l/m3h] für die Versuche ohne (ohne LW) bzw. mit Ein¬
bauten (mit LW). Gestrichelt eingezeichnet ist die von Billmeier (1978)
empirisch ermittelte Funktion.
Die Versuchsergebnisse haben ganz deutlich gezeigt, dass für das
Nachklärbecken ohne Einbauten der Schwebstoffgehalt im Becken¬
ablauf nicht nur von der Schlammvolumenbeschickung qsv abhängig ist,
sondern zusätzlich auch eine Funktion der Zulaufhöhe ho (Abb. 3.7) und
der Beckentiefe H ist:
TSe = f (qsv, h0, H). (5.51)
178 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Das Rücklaufverhältnis RV hat sich - im Gegensatz zu Billmeier (1978) -
als wenig beeinflussende Variable auf TSe herausgestellt. Diese Fest¬
stellung machten auch schon Grady (1977), Tuntoolavest et al. (1983) oder
Ditsios (1984).
Wie bei der Herleitung der Berechnungsformel für die
Schlammspiegellage im Nachklärbecken diente auch für die Berechnungdes Schwebstoffgehaltes im Beckenablauf die Multiple Regression als
zweckmässige statistische Möglichkeit für eine mathematische
Beschreibung. Damit die einzelnen Faktoren der entsprechenden Variablen
miteinander verglichen werden können, ist die Normierung derselben
notwendig. Für die Normierung der Zielgrösse TSe wurde der zulässige
Grenzwert aus Gleichung (5.50) und für die Normierung der
Schlammvolumenbeschickung qsv die schon oben verwendete maximal
zulässige Schlammvolumenbeschickung nach ATV (1991) verwendet
(Formel (5.32) und (5.43)). Der Quotient der Zulaufhöhe ho und der
Beckentiefe H ergibt eine dimensionslose Zahl, die der zur Beckentiefe
relativen Zulaufhöhe entspricht. Diese beiden Parameter konnten denn
auch in den Versuchen variiert werden.
Für die Berechnung des zum zulässigen Grenzwert relativen Schwebstoff¬
gehaltes im Ablauf des Versuchs-Nachklärbeckens ohne Einbauten
resultierte die folgende Formel:
TS,
TS.= -0.62 + 2.35
fczul Jger.
qSv
V^SVzul JIhJ
(5.52)
In Abb. 5.26 sind die nach Formel (5.52) gerechneten Werte gegenüber
den in den Versuchen gemessenen aufgetragen. Auch wenn die in Abb.
5.26 verglichenen Werte nur mit einem Band von ± 10 mg/l (= 0.5-TSe zul)
praktisch alle abgedeckt werden können, ist der Einfluss der massgebenden
Parameter mit der Schätzformel (5.52) gut ersichtlich.
In Formel (5.52) kommt die direkte lineare Abhängigkeit des Ablauf¬
schwebstoffgehaltes von der Schlammvolumenbeschickung zum
Ausdruck: sobald die Schlammvolumenbeschickung erhöht wird, also bei
5 STATIONÄRE VERSUCHE 179
grösserer hydraulischer Belastung, steigt der Schwebstoffgehalt im
Beckenablauf an.
Die Versuche haben zudem sehr deutlich gezeigt, dass neben dieser
Variablen die Zulaufhöhe ho einen markanten Einfluss auf die Ablaufquali¬tät ausübt. Dieser Tatsache wird in Gleichung (5.52) ebenfalls Rechnung
getragen. Bei grossem ho steigt der Schwebstoffgehalt im Ablauf an, bei
kleinem sinkt er. Diese in der Abwasserpraxis mittlerweile verbreitete
Kenntnis machten z. B. auch schon Bretscher et al (1984), Krebs (1989)
oder Ueberl (1995a). Der tiefe Zulauf in ein Nachklärbecken wirkt sich
nicht nur vergleichmässigend auf das Strömungsfeld aus, sondern zwingtden Beckenzufluss durch das Schlammbett, das die Wirkung eines
Flockenfilters übernimmt. Krebs (1991b) hat gezeigt, dass ho bei einer
densimetrischen Zulauffroudezahl von Fdo = 1 ein Optimum besitzt. Dies
konnte in Formel (5.52) deshalb nicht berücksichtigt werden, weil die
Zulauffroudezahlen in den Versuchen immer weniger als 1 betragen haben.
Selbst bei der geringsten untersuchten Zulaufhöhe von ho = 0.35 m betrugdie maximale Froudezahl im Zulauf nur 0.77. Zulaufhöhen, die kleiner als
etwa 30 cm sind, kommen aber aus betrieblichen Gründen nicht in Frage.
Der Einfluss der Beckentiefe H auf den Schwebstoffgehalt im Becken¬
ablauf war isoliert betrachtet ungefähr umgekehrt proportional. Das heisst,
dass zum Beispiel bei einer Beckentiefe von 2.15 m der Schwebstoffgehaltim Beckenablauf gegenüber demselben Versuch mit einer Beckentiefe von
H = 3 m um etwa den Faktor 3/2.15 = 1.40 höher war.
Auffallend an Abb. 5.26 ist der Umstand, dass die gemessenen Schweb¬
stoffgehalte im Nachklärbecken ohne Einbauten Werte erreichen, die den
zulässigen Grenzwert um bis das Zweieinhalbfache überschreiten! Das
Versuchs-Nachklärbecken konnte für sehr viele Konfigurationen überlastet
werden ((TSe/TSe zuOgem. > 1)- Wie die folgenden Ausführungen für das
Becken mit Lochwänden zeigen werden, können solche Überlastungen des
Vorfluters vermieden werden.
180 5 STATIONÄRE VERSUCHE
3
2.5
*1
23
ü
/TS 1.5
ui
(0H 1
0.5
0
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3
(TSJTS,, ,)* e Ezul'gem.
Abb. 5.26: Vergleich zwischen gerechneten und gemessenen Werten des zum zulässi¬
gen Grenzwert relativen Schwebstoffgehaltes im Ablauf des Versuchs-
Nachklärbeckens ohne Einbauten. Die berechneten Werte wurden gemäss
Formel (5.52) ermittelt.
Für einen rechnerischen Ansatz zur Ermittlung des Schwebstoffgehaltes im
Nachklärbecken mit Lochwänden soll wiederum ein Ansatz mit
möglichst wenig Variablen gewählt werden. Die Versuchsergebnisse haben
gezeigt, dass der Ablaufschwebstoffgehalt neben der Schlammvolumen¬
beschickung mit dem Lochflächenanteil £ und der Anzahl Kammern K
beschrieben werden kann:
TSE = f(qsv, t K). (5.53)
Da der Einfluss der Einbauten bei weitem überwiegt, entfällt im Gegensatz
zum konventionellen Becken ohne Einbauten die Abhängigkeit des
Schwebstoffgehaltes im Ablauf von der Zulaufhöhe ho- Bei den hier
ausgewerteten Versuchen mit Einbauten betrug die Wassertiefe immer H =
3 m.
Für die Berechnung des zum zulässigen Grenzwert relativen Schwebstoff¬
gehaltes im Ablauf des Versuchs-Nachklärbeckens mit Lochwänden
resultierte Formel (5.54). Wie bei der Berechnung des Schwebstoffgehaltes
5 STATIONÄRE VERSUCHE 181
beim Becken ohne Einbauten wurde auch hier für die Normierung der
Zielgrösse TSe der zulässige Grenzwert aus Gleichung (5.50) und für die
Normierung der Schlammvolumenbeschickung qsv die maximal zulässige
Schlammvolumenbeschickung nach A7V (1991) verwendet (Formel (5.32)
und (5.43)).
fTS'] = -0.03 + 0.90-
ger.
( \
qsv+ 3.31-
In Abb. 5.27 sind die nach Formel (5.54) gerechneten Werte gegenüberden in den Versuchen gemessenen aufgetragen. Die in Abb. 5.27
verglichenen Werte liegen fast alle in einer Bandbreite von + 5 mg/l (=
0.25 TSe zul) und zeigen die recht gute Übereinstimmung zwischen
Messung und Rechnung.
Der zweite Summand in Formel (5.54) verdeutlicht, dass bei den
Versuchen mit Einbauten eine viel geringere Abhängigkeit des Schweb¬
stoffgehaltes im Beckenablauf von der Schlammvolumenbeschickungbesteht als bei den Versuchen ohne Einbauten (vgl. Formel (5.52)).
Bei geringem Lochflächenanteil C, sinkt der Schwebstoffgehalt im Becken¬
ablauf TSe- Eine grössere Anzahl Kammern K bewirkt ebenfalls eine
erhöhte Dämpfung von TSe- Auch bei diesen beiden Parametern liegt die
Vermutung nahe, dass sich irgendwo ein Optimum einstellt. Die
beschränkte Variation der Parameter erlaubt diesbezüglich keine Aussagenin der stark vereinfachten Schätzformel (5.54). Trotzdem zeigen die
Formel (5.54) und die Darstellung in Abb. 5.27 die Zusammenhänge für
das Versuchs-Nachklärbecken mit Einbauten sehr deutlich. Sowohl bei der
Wahl der Anzahl Kammern als auch beim Lochflächenanteil gilt es
wiederum, betrieblich vernünftige Grössen finden. Kammerlängen, die
kürzer als die Beckentiefe sind, sollten vermieden werden, da sie einen
zusätzlich ungünstigen Einfluss auf das gesamte Schlammvolumen im
Nachklärbecken mit Einbauten ausüben. Bei Einbauten mit Lochilächen-
anteilen von weniger als £ = 0.1 (10 %) dürften ähnliche Probleme auftre¬
ten.
182 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Da für die durchgeführten Versuche jeweils alle eingesetzten Lochwände
pro Versuch denselben Lochflächenanteil hatten, ist diese Variable in
Formel (5.54) klar definierbar. Würden Lochwände mit verschiedenen
Lochflächenanteilen eingebaut, so musste sinnvollerweise der durchlässige
Anteil der letzten Wand vor dem Beckenablauf eingesetzt werden.
1.5
& 1O) I
"5
ä
eUI
S2 o.s
00 0.5 1 1.5
(TSE/TSEzu,U
Abb. 5.27: Vergleich zwischen gerechneten und gemessenen Werten des zum zulässi¬
gen Grenzwert relativen Schwebstoffgehaltes im Ablauf des Versuchs-
Nachklärbeckens mit Lochwänden. Die berechneten Werte wurden gemäss
Formel (5.54) ermittelt.
Die Darstellung in Abb. 5.27 zeigt, dass für alle durchgeführten Versuche,
die gemessenen Schwebstoffgehalte im Beckenablauf den zulässigenGrenzwert nie überschreiten ((TSe/TSe zuOgem. < 1)! Dieses Ergebnis
beweist erneut, dass Lochwände ein durchaus taugliches Mittel sind, um
die Effizienz von überlasteten Nachklärbecken erheblich zu steigern.
Bei den durchgeführten Versuchen mit Lochwänden betrug die Wassertiefe
jeweils 3 m. Dass Lochwände aber auch eine reelle Verbesserungs¬
möglichkeit von noch flacheren Nachklärbecken bieten, soll ein ab¬
schliessender Verifikationsversuch verdeutlichen, bei dem die Wassertiefe
im Nachklärbecken nur 2.15 m betrug. Tab. 5.3 zeigt Randbedingungenund Resultate dieses Versuches, bei dem das Becken unter Regenwetter¬
belastung stand.
5 STATIONÄRE VERSUCHE 183
Trotz der starken Belastung des Versuchs-Nachklärbeckens konnte mit
Hilfe von Lochwänden auch beim nur 2.15 m tiefen Becken der zulässigeGrenzwert bezüglich Ablaufschwebstoffgehalt bei weitem eingehaltenwerden! Ohne Einbauten wäre dies nie möglich gewesen. Die Dämpfungbzw. die Reduktion des Schwebstoffgehaltes im Nachklärbeckenablauf ist
auch bei sehr geringer Beckentiefe dank dem Einsatz von Lochwänden
bedeutend. Infolge des veränderten Schlammregimes (vgl. Abb. 5.15) hat
dieser Verifikationsversuch jedoch gezeigt, dass die Schlammschicht
relativ zur Wassertiefe H und auch relativ zur Räumbalkenhöhe hr sehr
hoch wird. Da sich beim Kettenräumsystem der Rücktransport des
Schlammes auf die alleruntersten Bereiche der Schlammschicht
beschränkt, wird die Eindickzeit des darüberliegenden Schlammes sehr viel
höher als theoretisch erwartet. Bei länger anhaltendem Mischwasserzufluss
besteht daher die Gefahr der unerwünschten Denitrifikation im Nachklär¬
becken, die zu Schwimmschlamm führen kann. Mit einem angepassten
Räumsystem bzw. mit einer für jede Kammer angepassten Räumleistungkann dieser Situation betrieblich begegnet werden.
Ablaufschwebstoffgehalt (gerechnet mit TSEaer [mg/l]Formel (5.54))
19
Tab. 5.3: Randbedingungen und Ablaufqualitäten für einen Versuch mit Lochwänden
bei einer Wassertiefe von 2.15 m.
184 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Im folgenden Kapitel, das die stationären Untersuchungen abschliesst,
werden die oben erwähnte und andere betriebliche Erfahrungen und
Empfehlungen zusammengefasst. Zudem werden konstruktive Hinweise
bezüglich der Lochwandgestaltung erläutert, die im Rahmen der Versuche
erarbeitet wurden.
5.4.5 Betriebliche Empfehlungen und konstruktive Hinweise
Verschiedene betriebliche Erfahrungen, die während den Untersuchungen
am Versuchs-Nachklärbecken und auf zwei Kläranlagen gemacht worden
sind, sind hier zusammengestellt.
- Im Kapitel 5.3 wurde darauf hingewiesen, dass die Räumbalken eines
Kettenräumers nicht nach dem Schneepflugprinzip arbeiten, sondern nur
die allerunterste Schicht des Schlammes Richtung Trichter bewegen. Wie
auf Abb. 5.7 schematisch dargestellt ist, werden an der Oberkante des
Räumbalkens Scherschichten erzeugt, die nicht nur das Geschwindig¬keitsfeld beeinflussen, sondern auch dafür verantwortlich sind, dass
bereits abgesetzte Schlammflocken wieder aufgewirbelt werden. Infolgedieses Energieeintrages ist die Verweilzeit der Schlammflocken im
Nachklärbecken grösser als allgemein angenommen.
- Die Eindickung des abgesetzten Belebtschlammes sollte zu einem grossen
Teil im Nachklärbecken stattfinden. Durch den Energieeintrag der Räum¬
balken wird aber bereits eingedickter Schlamm wieder bewegt, der Ein¬
dickvorgang teilweise rückgängig gemacht und in seiner Effizienz redu¬
ziert. Erfahrungen mit einem Saugräumsystem, bei dem der abgesetzteSchlamm weder geschoben noch aufgewirbelt, sondern an Ort und Stelle,
wo er anfällt, entfernt wird, waren durchwegs positiv (Baumer et al,
1995). Auch wenn beim Saugräumer ebenfalls ein gewisser Schlamm¬
anteil über den Räumer zurückströmen sollte, ist der abgesaugteSchlammanteil ein für alle Mal dem bodennahen Absetzvorgang entzogen
und kann nicht mehr unproduktiv bewegt werden. In diesem Sinne sind
Saugräumer vorerst positiv zu beurteilen.
- Das Problem bei der RücklaufSchlammförderung mit Hilfe von Saug¬räumern sind die grossen Schwankungen der Rücklaufschlammkonzen¬
trationen: dies ist besonders bei den Wendepunkten der Räumbalken
5 STATIONÄRE VERSUCHE 185
augenfällig, wo zuerst hoch konzentrierter Bodenschlamm abgesaugtwird und kurze Zeit später - bei der "Rückfahrt" des Räumbalkens -
praktisch sauberes Wasser in die Rücklaufschlammrinne gefördert wird.
Wegen dieser grossen Schwankungen sind grosse Rücklaufverhältnisse
erforderlich, die ihrerseits den Nachklärbeckenzufluss unnötig erhöhen.
Um diesem energetisch und für die Nachklärung hydraulisch negativenUmstand gerecht zu werden, empfiehlt es sich, die Rücklaufschlamm¬
förderung in Abhängigkeit der Bodenschlammkonzentration zu regeln.Bei maximaler Bodenschlammkonzentration ist der Rücklaufschlamm¬
fluss maximal, während die Pumpen bei niedriger Konzentration des
noch wenig eingedickten Schlammes praktisch keinen Rücklaufschlamm
fördern.
- Eine vom Effekt her analoge Möglichkeit für die Rücklaufschlammför¬
derung ist die Regelung nach der Schlammspiegellage. Bei hohem
Schlammspiegel wird mehr Rücklaufschlamm gefördert, bei tiefem
weniger (Born, 1995). Um die zusätzliche hydraulische Belastung zu
vermeiden, sollte der Rücklaufschlammfluss auch nicht unbedingt
proportional zum Zufluss erhöht werden, sondern erst dann gesteigert
werden, wenn die Gefahr besteht, dass kritische Eindickzeiten erreicht
werden. Diese Regelung kann über die Messung der Schlammspiegellage
erfolgen (Born undNöding, 1995).
- Die betrieblich aufwendigeren Verfahren mit konzentrationsgeregeltem
Saugräumer oder mit einer Regelung über die Schlammspiegellage sind
vor allem auch hinsichtlich der dynamischen Beaufschlagung einer Klär¬
anlage und der Nachklärbecken bei einsetzendem Regenwetter zu sehen.
- Das Problem von kritischen Eindickzeiten manifestierte sich vor allem in
den Versuchen mit Lochwänden. Durch das verwendete, wenig effiziente
Räumsystem blieb der Schlamm insbesondere in den hinteren Teilbecken
viel länger liegen als in der ersten Beckenkammer, von wo der Weg in
den Schlammtrichter kurz und direkt ist. Um unerwünschte biochemische
Prozesse wie Denitrifikation oder Phosphatrücklösungen bei Bio-P-
Anlagen in der Schlammschicht einzuschränken, müssen hohe
Schlammlagerzeiten vermieden werden. Mit Hilfe eines Saugräum¬
systems können diese Probleme elegant gelöst werden.
- Auf Abb. 5.13 sind die verschiedenen Lochwandkonfigurationenskizziert. Die bei den Konfigurationen von Abb. 5.13a und b installierte
186 5 STATIONÄRE VERSUCHE
Gummilasche gewährt den Räumbalkendurchgang. Vorteilhaft ist die
Bremsung der starken Sohlströmung. Dem gegenüber steht allerdings
der gravierende Nachteil, dass zwar der Durchgang des Räumbalkens,
nicht aber des abgesetzten Schlammes gewährleistet ist. Die Schlamm¬
pakete zwischen zwei Räumbalken entweichen infolge der durch die mit
Gummilasche ausgestatteten Lochwand produzierte Stützkraft nach oben
und setzen sich nach dem Räumbalkendurchgang wieder ab. Damit
besteht die Gefahr, dass ein Grossteil des Schlammes in den hinteren
Teilbecken gar nie in den Schlammtrichter befördert wird. Für Nach¬
klärbecken mit Ketten- oder Schildräumer muss der Räumbalkendurch¬
gang unter allfälligen Einbauten unbedingt offen gehalten werden (Abb.
5.13c und d), während bei Nachklärbecken mit Saugräumern auf die
positiven Effekte solcher Gummilaschen nicht verzichtet werden muss.
- Die Lochwandkonfiguration von Abb. 5.13b, bei der der unterste Meter
des Nachklärbeckenquerschnittes völlig undurchlässig ist, bewirkt eine
sehr deutliche Reduktion der stark nach vorwärts gerichteten Fliessge¬
schwindigkeiten in jenem Beckenbereich. Andererseits werden, sobald
der Schlammspiegel im ersten Teilbecken den durchlässigen Teil der
Lochwand erreicht hat, in den folgenden Beckenkammern starke
Dichteströmungen erzeugt. Um dies zu verhindern, soll der durchlässigeTeil von Einbauten möglichst gleichmässig über den Nachklärbecken¬
querschnitt verteilt sein (Abb. 5.13d).
- Die Lochdurchmesser bei den Einbauten im Versuchs-Nachklärbecken
auf der Kläranlage Werdhölzli betrugen immer Dl = 0.1 m. Kleinere
Durchmesser sollten nicht gewählt werden. Obwohl der Lochdurch¬
messer in der vorliegenden Untersuchung nicht variiert worden ist, kann
ein Lochdurchmesser Dl von 10 cm oder mehr empfohlen werden. Es
liegen positive Betriebserfahrungen von einem echten Nachklärbecken
mit einem Lochdurchmesser von Dl = 10 cm und der Unterteilung in
mehrere Kammern vor, während sich der Betrieb mit einem Lochdurch¬
messer von Dl = 5 cm und nur einer Lochwand auf einer anderen Klär¬
anlage überhaupt nicht bewährt hat.
- Die Unterteilung eines Nachklärbeckens in mehrere Kammern ist auf
jeden Fall wesentlicher als die exakte Zuordnung von Lochflächenanteil
und Lochdurchmesser. Die bremsende Wirkung auf die Strömung könnte
ebensogut mit geschlitzten Wänden erfolgen.
187
6INSTATIONARE VERSUCHE
Konstante Zuflüsse wiederspiegeln nur einen Teil der in Natur vorkommen¬
den Belastungen für Nachklärbecken. Bei Mischwasserkanalisations¬
systemen entstehen bei einsetzendem Regenwetter dynamische Zufluss¬
verhältnisse.
Mit einer vereinfachten Ganglinienfunktion wurde das Konzept des mit
Einbauten verbesserten Nachklärbeckens unter instationären Zufluss¬
bedingungen getestet. Ein Anstieg des Zuflusses ist beim konventionellen
Nachklärbecken nach nur sehr kurzer Zeit in einer deutlichen Verschlech¬
terung der Ablaufqualität feststellbar. Beim Becken mit strömungsbremsen-den Einbauten hingegen haben solche Belastungsschwankungen praktischkeinen Einfluss auf diese Messgrösse. Die starke Dämpfung gewährleistetauch bei instationären Zuflussverhältnissen praktisch konstant niedrigeSchwebstoffgehalte im Beckenablauf.
Wie bei den stationären Untersuchungen erzeugen Einbauten auch hierwieder starke Gradienten zwischen den Schlammspiegellagen in den
einzelnen Beckenkammern. Dieser Nachteil sollte mit betrieblichen Mass¬
nahmen wie zum Beispiel einer geregelten Rücklaufschlammförderungbehoben werden.
6.1 MOTIVATION
Sämtliche bisher präsentierten Resultate basieren auf stationären Versu¬
chen. Diese können an der Versuchsanlage problemlos eingestellt und auch
wiederholt werden, entsprechen aber nur teilweise der Wirklichkeit auf
einer Kläranlage. Folgende Fragen können nur mit Hilfe von dynamischenVersuchen beantwortet werden:
- Was passiert bei einsetzenden Regenereignissen, wenn der Zufluss zur
Versuchsanlage ansteigt? Insbesondere:
- Wie reagiert das Versuchsbecken bezüglich Schlammhaushalt?
- Wie verändert sich die Trübung im Beckenablauf?
- Funktioniert das Konzept der Lochwände auch bei stark ändernden
Zuflussverhältnissen?
Um diese Fragen klären zu können, wurden für fünf verschiedene Becken¬
Minuten nach Versuchsbeginn erfasst. In Abb. 6.7 sind für t = 135' die
Werte von t = 120' und 150' gemittelt, für t = 285' die Werte von t = 270'
196 6 INSTATIONÄRE VERSUCHE
und 300' und für t = 375' diejenigen von t = 360' und 390 Minuten gemittelt
eingetragen. Die scharfe Trennschicht zwischen Schlammschicht und
relativ klarem Beckenwasser stimmt gut mit dem maximalen Gradienten
der Konzentrationsprofile überein.
i i i 11 ni •r iiiiii
«— TS(z) bei x=3.00 m [mg/l] (Min.); t=135'
TS(z) bei x=3.00 m [mg/l] (Max.); t=135'
e—TS(z) bei x=3.00 m [mg/l] (Min.); t=285'
—TS(z) bei x=3.00 m [mg/l] (Max.); t=285'- TS(z) bei x=3.00 m [mg/l] (Min.); t=375'
—* -TS(z) bei x=3.00 m [mg/l] (Max.); t=375'
a)
10 100 1000 104
TS(z) bei x s 3.00 m [mg/l]
b)
10 100 1000 104
TS(z) bei x b 10.00 m [mg/l]
hs(t=375")hs(t=135')
105
Abb. 6.6: Vertikale Konzentrationsprofile bei x = 3.00 m (a) bzw. x = 10.00 m (b). Es
sind sowohl die minimalen als auch die maximalen Werte aufgetragen. Der
maximale Gradient der Konzentrationsprofile stimmt gut mit den visuell
ermittelten Schlammspiegellagen überein.
6 INSTATIONÄRE VERSUCHE 197
Die bei den Versuchen Nr. II und V eingesetzte horizontale Prallplatte über
dem Schlammtrichter soll einen allfälligen Kurzschlussstrom vom Zulauf
direkt in den Schlammtrichter verhindern. Werden die mit der Zulaufkon¬
zentration normierten Rücklaufschlammkonzentrationen TSrs/TSbb der
einzelnen instationären Versuche über die Zeit aufgetragen, so können
zwischen den Versuchen mit (Nr. II und V) und denjenigen ohne die
erwähnte horizontale Prallplatte (Nr. I, III und IV) keine grundsätzlichenUnterschiede festgestellt werden. Abb. 6.7 zeigt die Aufzeichnung von
TSrs/TSbb über die Zeit, wobei erwähnt werden muss, dass bezüglichMassenbilanz das System während den dynamischen Zulaufschwankungenden Gleichgewichtszustand nicht erreicht hat (vgl. Kapitel 5.2.1).
200 300
t [Min]
500
Abb. 6.7: Normierte Rücklaufschlammkonzentration TSrs/TSbb in Funktion der
Versuchszeit. Die dicke gestrichelte Linie gibt die Oberflächenbeschickung
qA [m/h] während den instationären Versuchen an.
6.4 FOLGERUNGEN
Die dynamischen Belastungen des Versuchs-Nachklärbeckens haben
gezeigt, dass Lochwände als Strömungsbremsen mehrere positive Auswir¬
kungen auf die Absetzeffizienz haben:
Durch die Reduktion des bekannten Dichtestromes entlang der Becken¬
sohle können Kurzschlüsse zwischen Zu- und Ablauf verhindert werden.
198 6 INSTATIONÄRE VERSUCHE
- Die hydraulische Aufenthaltszeitverteilung wird durch die Beckenunter¬
teilung verbessert. Bildlich gesprochen bewegt sie sich vom Reaktor mit
grosser Turbulenz in Richtung Röhrenreaktor, bei dem das Verhältnis
von Advektion zu Turbulenz gegen unendlich strebt (vgl. Abb. 2.6b).
Obwohl keine Verweilzeitverteilungen gemessen werden konnten,
leuchtet ein, dass beim Nachklärbecken mit strömungsbremsenden
Einbauten (gestrichelte Kurve in Abb. 6.8) die Verweilzeitverteilung
bedeutend günstiger ausfällt als im Nachklärbecken ohne Einbauten
(durchgezogene Kurve in Abb. 6.8).
f(teff) 1
1?e
j_e
05
e
o
o 0.5 e 1.0 e 1.5 e 2.0 e
*eff
Abb. 6.8: Schematische Verweilzeitverteilung im Nachklärbecken ohne Einbauten
(durchgezogene Kurve) und im Becken mit Einbauten (gestrichelte Kurve).
- Lochwände haben grundsätzlich eine ausgleichende Wirkung auf das
Strömungsfeld und üben somit eine Bremswirkung aus (vgl. auch Kap.
5.4.2).
- Sowohl durch die verbesserte Verweilzeitverteilung der Partikel in den
einzelnen Beckenkammern als auch durch die erhöhten Schergradienten
nach den Lochwänden wird die Flockung der Mikroorganismen stark
angeregt.
6 INSTATIONÄRE VERSUCHE 199
- Folglich ist der Absetzwirkungsgrad erhöht und der Schwebstoffgehalt im
Beckenablauf wird verringert.
- Die veränderten Zulaufbedingungen bei dynamischen Belastungen sind
im Ablaufschwebstoffgehalt der Becken mit Einbauten ganz im Gegen¬
satz zu denjenigen ohne Einbauten nicht mehr erkennbar. Die durch die
Lochwände erzielte Dämpfung ist markant. Die positiven Auswirkungenvon Lochwänden kommen vor allem bei starken Belastungen zum
Tragen.
In besonderem Masse für Mischwasserkanalisationssysteme, bei denen
nicht nur Abwasser, sondern eben auch Meteorwasser in die Kläranlage
transportiert wird, ist es ausserordentlich wichtig, dass die vorgeschlagene
Verbesserungsmöglichkeit mit Strömungsbremsen auch unter dynamischen
Verhältnissen funktioniert. Die durchgeführten Experimente sind Beweis
dafür, dass die Kompartimentierung eines Nachklärbeckens mit Hilfe von
Lochwänden die Ablaufqualität auch unter rasch erhöhter hydraulischer
Belastung stabilisiert.
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201
7 SCHLUSSFOLGERUNGEN
Mit halbtechnischen Versuchen konnten zusätzliche Kenntnisse über die
Strömungs- und Absetzverhältnisse in Nachklärbecken gewonnen werden.
Der Einfluss der durch das Räumsystem eingetragenen Energie auf die
horizontalen Fliessgeschwindigkeiten, die Feststoffkonzentration im Rück¬
laufschlamm und die Schlammspiegelhöhe werden zusammengefasst.Eine Verbesserungsmöglichkeit mit Hilfe von Strömungsbremsen wurde
eingehend untersucht. Die Unterteilung von Nachklärbecken mit solchen
Einbauten hat nicht nur bei stationären sondern auch bei instationären
Zuflussverhältnissen eine stark dämpfende Wirkung auf den Ablauf¬
schwebstoffgehalt. Für die Schlammasse im Becken und den Schwebstoff¬
gehalt im Ablauf werden sowohl für den Fall ohne als auch für denjenigenmit Einbauten die wesentlichsten Abhängigkeiten erläutert.
Schliesslich werden betriebliche Möglichkeiten im Zusammenhang mit
einer geregelten Rücklaufschlammförderung vorgestellt, um den neuen
Erkenntnissen Rechnung zu tragen.
Die vorliegende Untersuchung an einer halbtechnischen Versuchsanlagehat gezeigt, dass überlastete Nachklärbecken, die nach heutigem Wissens¬
stand zumeist eine zu geringe Beckentiefe aufweisen, mit Hilfe von
Strömungsbremsen verbessert werden können. Die durchgeführtenVersuche erlauben Aussagen über den Einfluss solcher Einbauten auf die
horizontalen Geschwindigkeitsprofile, auf die Verhältnisse bezüglich
Schwebstoffgehalt im Beckenablauf und auf die Auswirkungen auf die
Schlammasse im Becken.
Die Messungen haben gezeigt, dass das Räumsystem - im vorliegendenFall ein Kettenräumer - einen bedeutenden Einfluss auf das Strömungsfeldim Nachklärbecken ausübt. Die horizontalen Fliessgeschwindigkeiten sind
nicht nur eine Funktion des Ortes sondern auch der Zeit: u = f(x,y,z,t).Insbesondere im Nahfeld der Räumbalken war diese Zeitabhängigkeitdeutlich messbar. Die Perioden, mit denen die horizontalen Fliess¬
geschwindigkeiten schwanken, entsprechen jeweils derjenigen Zeit, die
zwischen zwei Räumbalkendurchgängen verstreicht. Dieselbe Beobach¬
tung gilt auch für die Konzentration des Rücklaufschlammes TSrs = f (t)
und für die Schlammspiegelhöhe hs = f (x, t). Diese Grössen müssen
deshalb immer über genügend lange Zeiträume erfasst werden.
Durch den Einbau von quer zur Hauptströmungsrichtung stehenden,
durchlässigen - üblicherweise gelochten - Wänden kann die in Nachklär¬
becken dominante Sohlenlängsströmung reduziert werden, und die
202 7 SCHLUSSFOLGERUNGEN
mittleren horizontalen Fliessgeschwindigkeiten können insbesondere vor
diesen Wänden vergleichmässigt werden. Als Folge davon resultiert eine
bessere Volumenausnützung und somit eine verbesserte Verweilzeitvertei¬
lung in den einzelnen Beckenkammern und damit im gesamten Becken.
Dies wirkt sich günstig auf die Flockungs- und Absetzeffizienz aus, sodass
Nachklärbecken mit Einbauten auch unter starker hydraulischer Belastungdie gesetzlichen Anforderungen bezüglich Schwebstoffgehalt im Becken¬
ablauf noch erfüllen. Die Dämpfung der Schwebstoffkonzentration im
Ablauf stellt sich nicht nur bei stationären Zuflussverhältnissen, sondern
auch unter dynamischen Belastungen ein.
Bei Nachklärbecken ohne Einbauten steigt der Schwebstoffgehalt im
Beckenablauf TSe im wesentlichen mit der Schlammvolumenbeschickung
qsv und der Zulaufhöhe ho- Die Beckentiefe H übt einen umgekehrt
proportionalen Einfluss auf die Ablauftrübung aus. Demgegenüber ist das
Becken mit strömungsbremsenden Einbauten unempfindlich gegenüber H
und ho- Obwohl der Ablaufschwebstoffgehalt TSe immer noch durch die
Schlammvolumenbeschickung beeinflusst wird, ist die Dämpfung auch bei
erhöhter hydraulischer Belastung erstaunlich. Eine Unterteilung in eine
grössere Anzahl Beckenkammern unterstützt die Reduktion der Ablauf¬
trübung genauso wie ein geringerer Anteil von durchlässiger zu undurch¬
lässiger Fläche der Einbauten.
Durch den Einbau von Lochwänden verändert sich auf der anderen Seite
der Schlammhaushalt. In den vorderen Beckenkammern steigt der
Schlammspiegel stark an, während es in den hinteren Teilbecken eher
weniger Schlamm hat als beim Nachklärbecken ohne Einbauten.
Im Hinblick auf die dämpfende Wirkung der untersuchten Strömungs¬bremsen hat sich die Unterteilung des Versuchs-Nachklärbeckens in vier
gleich grosse Teilkammern am vorteilhaftesten erwiesen. Dabei war die
Kammerlänge immer grösser als die Wassertiefe. Der Abstand der
einzelnen Wände braucht dabei nicht gleichmässig zu sein. Der Einbau von
mehr als etwa 4 in Serie geschalteten Strömungsbremsen dürfte bei
üblichen Beckenlängen keine weiteren Verbesserungen mehr bringen.
7 SCHLUSSFOLGERUNGEN 203
Der Anteil von durchlässiger zu undurchlässiger Fläche lag in der vorlie-
genden Untersuchung zwischen 10 und 21 %.
In der vorliegenden Untersuchung wurden durchwegs Lochwände mit
einem Lochdurchmesser von 10 cm eingebaut. Dieser Durchmesser hat
sich sowohl aus strömungstechnischer Hinsicht als auch aus betrieblichen
Gründen bewährt. Obwohl der Lochdurchmesser für das Versuchs-Nach¬
klärbecken nicht variiert worden ist, kann ein Lochdurchmesser Dl von 10
cm oder mehr empfohlen werden. Es liegen positive Betriebserfahrungenvon einem echten Nachklärbecken mit einem Lochdurchmesser von Dl =
10 cm und und der Unterteilung in mehrere Kammern vor, während sich
der Betrieb mit einem Lochdurchmesser von Dl = 5 cm und nur einer
Lochwand auf einer anderen Kläranlage überhaupt nicht bewährt hat. Die
Unterteilung eines Nachklärbeckens in mehrere Kammern ist aufjeden Fall
wesentlicher als die exakte Zuordnung von Lochflächenanteil und Loch¬
durchmesser.
Viele Formeln aus der Literatur beschreiben die Schlammspiegellage als
Funktion der Schlammvolumenbeschickung qsv- Die vorliegende Unter¬
suchung hat gezeigt, dass dies nur für eine sowohl örtlich über die gesamte
Beckenfläche als auch zeitlich gemittelte Schlammspiegellage zulässig ist.
Grundsätzlich ist der Schlammspiegel an einer bestimmten Stelle x eine
schwankende Grösse, die vor allem durch den Energieeintrag des Räum¬
systems beeinflusst wird. Durch die seitlich angeordneten Glasscheiben
können am Versuchs-Nachklärbecken auf der Kläranlage Werdhölzli
Strömungs- und Absetzvorgänge visuell verfolgt werden. Insbesondere
konnte diese Dynamik des Schlammspiegels optisch untersucht werden.
Durch den Energieeintrag des verwendeten Bandräumsystems entstehen
dabei zum Teil extreme Schwankungen der Schlammspiegellage. Absetz-
und Eindickprozesse werden dadurch massiv gestört. Die maximal
erreichte potentielle Energie der Schlammschicht ist dabei direkt
proportional zu der durch das Räumsystem eingetragenen Energie, die in
der Grössenordnung der kinetischen Energie des zufliessenden
Dichtestromes liegt. Die maximale Lage des Schlammbettes an einer
bestimmten Stelle x im Nachklärbecken kann als Funktion der mittleren
Schlammspiegellage und des Verhältnisses zwischen kinetischer und
potentieller Energie der Schlammschicht bei x beschrieben werden. Die
204 7 SCHLUSSFOLGERUNGEN
Periode der Schwankungen entspricht dabei, wie schon erwähnt,
derjenigen Zeit, die zwischen zwei Räumbalkendurchgängen verstreicht.
Obwohl die Schlammschicht durch diesen Energieeintrag beträchtlichen
Schwankungen unterworfen ist und sowohl Absetz- als auch Eindickvor¬
gang in dieser Zone gestört werden, konnte kein messbarer Einfluss der
eingetragenen Energie auf den Schwebstoffgehalt im Beckenablauf fest¬
gestellt werden.
Eine einfache Schätzformel zeigt für das konventionelle Nachklärbecken,
dass die über die Zeit gemittelte Schlammspiegellage als Funktion von qsv
und vom Abstand x zum Beckeneinlauf berechnet werden kann. Sie steigtmit zunehmendem qsv und abnehmendem Abstand x. Der Einfluss des
Abstandes x war im 15 m langen Versuchs-Nachklärbecken vor allem bei
Trockenwetterzuflüssen markant; bei Regenwetterzuflüssen erfuhr die
Schlammbetthöhe einen gewissen Ausgleich über die Beckenlänge.
Für die Verhältnisse mit Einbauten wurde ein Ansatz entwickelt, bei dem
zuerst für die einzelnen Teilkammern i deren theoretisch effektive
Schlammvolumenbeschickung qsvi berechnet werden muss. Diese Werte
liegen für die vorderen Beckenkammern bedeutend über der für das ganze
Becken mittleren Schlammvolumenbeschickung qsv- Schliesslich kann die
für die einzelnen Kammern mittlere Schlammspiegellage nur noch als
Funktion der spezifischen Schlammvolumenbeschickung qsvi beschrieben
werden. Vor allem in den vorderen Beckenkammern wurden infolge der
Strömungsbremsenden Einbauten sehr hohe Schlammschichten erreicht.
Die Gradienten zwischen den einzelnen Teilbecken sind beträchtlich und
es besteht die Gefahr, dass Schlammflocken zu lange in der Nachklärung
liegen bleiben.
Die Abschätzung des im Nachklärbecken liegenden Schlammvolumens hat
gezeigt, dass dieses beim mit Einbauten modifizierten Becken überpro¬
portional steigt gegenüber dem Fall ohne Einbauten.
Mit dem in den Versuchen verwendeten Kettenräumer mit einer Höhe von
15 cm der ebenen, vertikalen Balken konnte den oben beschriebenen neuen
Verhältnissen bezüglich Schlammschicht nicht genügend Rechnung getra¬
gen werden. Einerseits entstand der Eindruck, dass das Räumsystem bei
hohen Schlammspiegellagen unterdimensioniert ist und andererseits blieb
7 SCHLUSSFOLGERUNGEN 205
der Schlamm in den hinteren Beckenkammern zu lange liegen und
erreichte nur verzögert den am Beckenanfang hegenden Schlammtrichter.
Wird anstelle eines den abgesetzten und eingedickten Belebtschlamm
schiebenden Räumsystems (Ketten-/Bandräumer und Schildräumer) ein
System verwendet, das den Schlamm an jenem Ort, wo er anfällt, entfernt,
wie beispielsweise ein Saugräumsystem, so können die erwähnten Nach¬
teile beim mit Lochwänden modifizierten Becken vermieden werden.
Zudem muss dann die Lochwand nicht mit einem immer offenen Durchlass
an der Beckensohle versehen werden. Sie kann zum Beispiel mit einer
Gummilasche bis auf den Beckenboden gezogen werden: damit kann eine
weitere Vergleichmässigung der Fliessgeschwindigkeiten bewirkt werden.
Die Gummilasche lässt einerseits den Räumer passieren, hält aber anderer¬
seits die Dichteströmung zurück.
Bei nicht geregelten Saugräumsystemen schwankt die Rücklaufschlamm¬
konzentration beträchtlich. Vor allem vor den Wendepunkten fördert der
Saugräumer hoch konzentrierten Rücklaufschlamm, und bei der Rückfahrt
wird praktisch sauberes Wasser in die Belebungsbecken zurücktranspor¬tiert. Dieser energetisch unerwünschte Zustand führt zu grossen Rücklauf¬
verhältnissen und damit zu sehr hohen Nachklärbeckenzuflüssen Qo- Der
unnötig erhöhte Impuls des Nachklärbeckenzuflusses ist hydraulisch
nachteilig. Mit einer Schlammräumung, die konzentrationsabhängig
operiert, können diese Nachteile vermieden werden. Bei hohen Boden-
schlammkonzentrationen ist die Saugleistung maximal, bei sehr tiefen stellt
die drehzahlregulierte Rücklaufschlammpumpe praktisch ab.
Für Regenwetterzuflüsse, bei denen eine erhöhte Schlammenge aus dem
Belebungsbecken ins Nachklärbecken verfrachtet wird, sollte der Rück¬
laufschlammfluss ebenfalls angepasst werden. Für diese Regelung wäre die
Schlammspiegellage ein geeigneter Parameter. Mit der Schlammspiegel¬
lage als Regelungsparameter könnten zudem auch die grösseren
Schlammengen in den vorderen Beckenkammern bei mit Einbauten
modifizierten Nachklärbecken reduziert werden.
Sowohl bei Band-/Kettenräumern als auch bei Schildräumern wird ein
beträchtlicher Teil der eingetragenen Energie in Strömungsenergie und in
potentielle Energie der maximalen Schlammschichthöhe umgewandelt.
206 7 SCHLUSSFOLGERUNGEN
Nur ein Teil wird für deren eigentliche Aufgabe, den Schlammtransport,verwendet. Ein flächenhafter Schlammabzug wäre sicherlich idealer. Bei
Sandfängen von Kraftwerksanlagen sind zum Beispiel Systeme gebräuch¬
lich, die einen flächenhaften Abzug des abgesetzten Materials gewähr¬leisten. Dieses Prinzip könnte bei Nachklärbecken theoretisch ebenfalls
eingesetzt werden und würde eine Räumung, die entgegen der Hauptströ¬
mungsrichtung wirkt, unnötig machen. Abb. 7.1 zeigt die Idee eines
flächenhaften Schlammabzuges in Nachklärbecken, der auch dem
Sedimentations- und Eindickvorgang, die ja im wesentlichen vertikale
Prozesse darstellen, gerechter wird. Bei dieser Anordnung wird der
Schlamm ohne saugendes oder schiebendes Räumorgan flächenhaft durch
mehrere Schlammtrichter entnommen. Die Schlammspiegellage ist sowohl
von der hydraulischen und biologischen Beschickung als auch von der
Lagekoordinate x abhängig. Die Schlammasse nimmt bei konventionellen
Nachklärbecken in Riessrichtung kontinuierlich ab, während sie sich bei
Nachklärbecken mit Einbauten von Kammer zu Kammer eher sprunghaftreduziert. Diesem Umstand kann mit der Idee von Abb. 7.1 durch eine
kontinuierliche bzw. sprunghafte Reduktion der Teil-Rücklaufflüsse Qrsibis QRSn Rechnung getragen werden. Dabei gilt:
Qrs =2rfi=iQRSi (7 j\
und Qrsi > Qrs2 > Qrsi > Qrsd- (7.2)
Bei dem in Abb. 7.1 eingezeichneten Zustand wäre es sinnvoll, Qrsü auf
praktisch Null zu reduzieren.
Eine praxisnähere Alternative mit geringeren baulichen Veränderungen der
Idee von Abb. 7.1 ist in Abb. 7.2 dargestellt. Es ist die Variante für das mit
strömungsbremsenden Einbauten modifizierte Nachklärbecken abgebildet.Beim unterteilten Nachklärbecken könnte die Schlammräumung für die
einzelnen Beckenkammern separat erfolgen. Mit Hilfe einer geregelten
Räumleistung der eingezeichneten Saugräumer kann der unterschiedlich
anfallenden Schlammenge Rechnung getragen werden. In Zonen mit viel
Schlamm soll der Abzug gross sein, in Zonen mit wenig Schlamm muss er
entsprechend reduziert werden. Die Schlammräumung ist auch mit mehre-
7 SCHLUSSFOLGERUNGEN 207
ren stationären Saugräumern denkbar. Als Regelungsparameter eignen sich
die Schlammspiegellage oder die Schlammkonzentration.
Qo
Qrsi Qrs2 qRS3 Qrs4 Qrs, QRSn
Abb. 7.1: Flächenhafter Schlammabzug im Nachklärbecken mit mehreren Schlamm¬
trichtern.
Abb. 7.2: Flächenhafter Schlammabzug im Nachklärbecken mit mehreren Saugräu¬
mern. Mit dieser Anordnung kann der abgesetzte Belebtschlamm gezielt am
Ort, wo er anfällt, abgezogen werden. Mit Hilfe einer geregelten Räumung
soll der anfallenden Schlammenge Rechnung getragen werden.
Die in Abb. 7.1 oder 7.2 dargestellten Möglichkeiten einer der angefalle¬nen Schlammenge angepassten Räumleistung sind sowohl für konventio¬
nelle Nachklärbecken als auch für Nachklärbecken mit Einbauten geeignet.Sinnvollerweise wird nur hochkonzentrierter Bodenschlamm in die
Belebungsbecken zurückgefördert: schliesslich soll Rücklaufschlamm
208 7 SCHLUSSFOLGERUNGEN
nicht mit sauberem Wasser aus praktisch schlammfreien Zonen verdünnt
werden. Beim mit Einbauten modifizierten Nachklärbecken können mit der
Anordnung aus Abb. 7.2 die extremen Gradienten der Schlammspiegelzwischen den einzelnen Kammern reduziert werden. Bei Mischwasser¬
zuflüssen, also unter dynamischen Belastungen, kann die Speicherkapazitätdes Beckens erhöht werden, und bei abklingendem Regenwetterzufluss
wird möglichst rasch wieder ein Gleichgewichtszustand erreicht, der dem
neuen Trockenwetterzufluss entspricht. Auf diese Weise können die
positiven Auswirkungen von strömungsbremsenden Einbauten genutzt
werden, ohne dass die in der vorliegenden Untersuchung beobachteten
negativen Einflüsse auftreten. Die Unterteilung von Nachklärbecken mit
Hilfe von durchlässigen Einbauten wird dann sowohl unter erhöhten
stationären als auch unter instationären Zuflussverhältnissen die Ablauf¬
qualität von relativ flachen Nachklärbecken enorm verbessern.
209
8 AUSBLICK
Für die Trennung von Belebtschlamm und Wasser kommen neben horizon¬
tal durchströmten Nachklärbecken auch vertikal durchströmte Nachklär¬
becken oder Flotationsanlagen in Frage. Horizontal durchströmte Nachklär¬
becken sind jedoch in der Schweiz weitaus am verbreitetsten und verlangenbei Erweiterungen von Kläranlagen Sanierungs- und Verbesserungs¬vorschläge.Dazu wird neben sehr aufwendigen Natur- und halbtechnischen Versuchenin Zukunft die numerische Modellierung der Prozesse in Nachklärbecken
weiter an Bedeutung gewinnen. Vor allem im Bereich der Schlammschichtwerden in Simulationsmodellen allerdings sehr starke Vereinfachungengetroffen. Ein Folgeprpjekt soll sich denn auch dieser Thematik widmen.Mit Hilfe von Messdaten, die an der halbtechnischen Versuchsanlage auf
der Kläranlage Werdhölzli/Zürich gewonnen werden, soll die Dichte¬
strömung im Nahfeld von Räumern im Detail untersucht werden, um die
Ergebnisse schliesslich in ein numerisches Modell integrieren zu können.
Nachklärbecken von Belebungsanlagen sind infolge ihrer Lage für die
gesamte Effizienz einer Kläranlage ein entscheidendes Element. Eine ihrer
Aufgaben ist die Trennung des Belebtschlammes vom gereinigten Abwas¬
ser durch Sedimentation. Neben den verbreiteteren horizontal durchström¬
ten Nachklärbecken gibt es auch noch vertikal durchströmte. In vertikal
durchströmten Nachklärbecken treten praktisch keine den Absetzprozessstörenden Horizontalgeschwindigkeiten auf; der Zufluss strömt durch das
als Flockenfilter wirkende Schlammbett (Merkel, 1974). Dies erlaubt,vertikal durchströmte Nachklärbecken mit 30 % höherer Schlammvolu¬
menbeschickung (qsv zul = 600 l/m2-h) zu belasten als horizontal durch¬
strömte (ATV, 1991). Andererseits sind vertikal durchströmte Nachklär¬
becken empfindlicher auf starke Belastungsschwankungen. Ein weiterer
Grund, dass in der Vergangenheit trotz diverser verfahrenstechnischer
Vorteile nur wenig vertikal durchströmte Nachklärbecken gebaut wurden,dürfte im Nachteil der hohen Baukosten wegen aufwendiger Tiefgrün-dungen zu suchen sein (Resch und Denzol, 1979). Eine neuere Entwick¬
lung von praktisch vertikal durchströmten Nachklärbecken sind die so¬
genannten Berliner-Becken, die eine viel bessere Effizienz, aber ähnliche
Kosten wie horizontal durchströmte Nachklärbecken aufweisen (Peter und
Schmidt, 1992).
Taxi Zeit werden, vor allem wegen ihrer kompakten Bauweise, Biofiltra¬
tionsanlagen propagiert, die sich durchwegs auch für grosse Einzugs¬gebiete eignen (Rogalla et al, 1994). Ob diese Anlagen aber tatsächlich
210 8 AUSBLICK
auch kostengünstiger als herkömmliche Belebungsanlagen sind, kann
keineswegs pauschal bejaht werden (Schlegel, 1995). Zudem fehlt die
langjährige Betriebserfahrung.
Für kleinere Kläranlagen kann an Stelle eines durchströmten Systems
Belebungsbecken-Nachklärbecken das SBR-Verfahren (Sequencing Batch
Reactor) ins Auge gefasst werden. Diese Technik, die ohne herkömmliche
Nachklärbecken auskommt, kann auch für die Erweiterung und Sanierungbestehender Anlagen eine kostengünstige Variante darstellen, da die
vorhandene Bausubstanz integriert werden kann. Dieses Verfahren besticht
vor allem auch durch seine hohe Flexibilität (Nyhuis, 1995).
Eine weitere Möglichkeit der Feststoffabtrennung bietet die Rotation. Für
die Trennung einer Belebtschlammsuspension hat sich vor allem die
Entspannungsflotation als geeignet erwiesen. Dabei kann das Rotat eine
ca. viermal höhere Konzentration erreichen als der Bodenschlamm von
konventionellen Sedimentationsbecken (Walter und Wiesmann, 1995).
Denkbar ist auch eine kombinierte Anwendung von Flotation und
Sedimentation zur Entlastung der Nachklärbecken. Dabei wird die
Flotationsanlage zwischen Belebungs- und Nachklärbecken im Neben-
schluss angeordnet (Rolle, 1991a und 1991b).
Beim Ausbau und der Erweiterung von Kläranlagen existieren für den
Bereich der Nachklärung viele verschiedene Möglichkeiten. Welche der
oben erwähnten Varianten gewählt wird, dürfte in den meisten Fällen
durch die Bau- und Betriebskosten bestimmt werden, die ihrerseits von den
speziellen örtlichen Verhältnissen abhängig sind. Die Sanierung von
konventionellen Nachklärbecken wird trotz der oben erwähnten Ersatz¬
verfahren kaum verschwinden. Neben Naturversuchen und halbtechnischen
Versuchen mit echtem Belebtschlamm wird das Hilfsmittel der numeri¬
schen Modellierung weiter an Bedeutung gewinnen. Ein Fernziel der
numerischen Simulation von Strömungs- und Absetzverhältnissen in
Nachklärbecken sollte der Einsatz für die Projektierung und Betriebs¬
planung sein. Damit könnten bestehende Becken beurteilt und neu zu
bauende geplant werden.
Die vorliegende Untersuchung hat unter anderem gezeigt, dass vor allem
die Eindickung in der Schlammschicht und die Rücklaufschlammräumung
8 AUSBLICK 211
zentrale Vorgänge im Nachklärbecken sind, die mit vereinfachten Modell¬
vorstellungen nur unzureichend wiedergegeben werden. Diese Zone wird
auch in numerischen Modellen noch stark vereinfacht erfasst. Häufigwerden für diesen Bereich Zellen mit konstanter Riessgeschwindigkeit
definiert, die der Räumbalkengeschwindigkeit entsprechen. Die Scher¬
schichten, die durch die Räumerbewegung erzeugt werden und die dadurch
induzierten Riessgeschwindigkeiten im Nahfeld des Räumers werden
somit vernachlässigt. Mit detaillierten Messungen in diesen Bereichen
könnten gerade mit Hilfe der Versuchsanlage auf der Kläranlage Werd¬
hölzli wertvolle Grundlagen für die Verbesserung von numerischen Model¬
len zur Verfügung gestellt werden. Es gilt dabei, die Dichteströmung im
Nahfeld von Räumern im Detail zu untersuchen und die Ergebnisse in ein
numerisches Modell zu integrieren.
Des weiteren könnten am Versuchs-Nachklärbecken praxisdienliche
Verbesserungen an der Konstruktion von Räumern entwickelt und getestet
werden. Auch Optimierungen für den Räumerbetrieb Hessen sich damit
erarbeiten.
Für die Ermittlung eines optimalen Ablaufstandortes und der Untersuchungder Grösse der Ablauffläche eignen sich numerische Modelle. Sollen
allerdings Ablaufkonstruktionen wie gelochte Tauchrohre im Detail unter¬
sucht werden, so erscheinen wiederum Versuche an der halbtechnischen
Versuchsanlage auf der Kläranlage Werdhölzli geeigneter.
Grundsätzlich muss immer bedacht werden, dass sowohl Naturversuche als
auch Versuche im halbtechnischen Massstab sehr aufwendig sind. Es muss
also für jede Fragestellung im Bereich der Nachklärbeckenforschung die
geeignete Kombination zwischen numerischer und physikalischer
Modellierung gefunden werden. Ihr kombinierter Einsatz ist wenn immer
möglich anzustreben.
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Ks'j [kg/m3] Sättigungsbeiwert der Art I (fadenförmigeMikroorganismen)
Ks',ii [kg/m3] Sättigungsbeiwert der Art II (flockenbildendeMikroorganismen)
k [kg/s-m] empirisch ermittelter Koeffizient; Steifigkeit(Rheologie)
k' [-] Feststoffanteil im Kurzschlussstrom in den
Schlammtrichter (auch in [%])k* [m3/kg] experimentell ermittelte Konstante (Rheologie)L [m] Becken- oder ReaktorlängeLi [m] Länge der i-ten Beckenkammer
Exponent bei RockungsversuchenPeclet-Zahl: Npe = u-L/DtAnzahl Reaktoren in einer Rührkesselkaskade
Rüssigkeitsindex (Strukturziffer)Anzahl Lamellen
Anzahl Räumarme bei Rundbecken
Räumfrequenz bei Rundbecken
Anzahl Partikel/Volumen vor der RockungAnzahl Partikel/Volumen nach der RockungLeistung ([W] = [N-m/s] = [kg-m2/s3])Kläranlagezufluss = Nachklärbeckendurchfluss
(auch in [1/s])Qk [m3/s] Kurzschlussschlammstrom vom Beckenzulauf direkt
in den Schlammtrichter
Qr [m3/s] durch Bandräumer abgeschobener Schlammvolumen¬strom
Qrs [m3/s] Rücklaufschlammfluss (auch in [1/s])Qrsi [m3/s] Teil-Rücklaufschlammfluss (auch in [1/s])Qrs2 [m3/s] Teil-Rücklaufschlammfluss (auch in [1/s])Qrs3 [m3/s] Teil-Rücklaufschlammfluss (auch in [1/s])QrS4 [m3/s] Teil-Rücklaufschlammfluss (auch in [1/s])QRSi [m3/s] Teil-Rücklaufschlammfluss (auch in [1/s])QRSn [m3/s] Teil-Rücklaufschlammfluss (auch in [1/s])Qu(f) [m] Quad-SpektrumQo [m3/s] totaler Nachklärbeckenzufluss (auch in [1/s])
qA [m/s] Oberflächenbeschickung (auch in [m/h])
qARS [m/s] Oberflächenbeschickung infolge Rücklaufschlamm¬fluss (auch in [m/h]) = Qrs/A
qA zul [m/s] zulässige Oberflächenbeschickung (auch in [m/h])
qi [m3/m'-h] Kantenbeschickung der Ablaufrinnen
qsv [m/s] Schlammvolumenbeschickung (auch in [l/m2-h]oder [m3/m2-h])
qsvi [m/s] effektive Schlammvolumenbeschickung der i-ten
Beckenkammer (auch in [l/m2-h] oder [m3/m2-h])qsvi-i [m/s] effektive Schlammvolumenbeschickung der Becken¬
kammer (i-1) (auch in [l/m2-h] oder
[m3/m2.h])qsv zul [m/s] zulässige Schlammvolumenbeschickung (auch in
[l/m2-h] oder [m3/m2-h])qsvi [m/s] effektive Schlammvolumenbeschickung der ersten
Beckenkammer (auch in [l/m2-h] oder [m3/m2-h])qTA [kg/m2-s] Feststoffoberflächenbeschickung (auch in [kg/m2-h])R [-] Verhältnis zwischen Ablauf- und Zulaufkonzentration
R [-] ReynoldszahlRi [-] Richardsonzahl
SYMBOLE 243
Rio [-] globale Richardsonzahl
Rv [-] VerzögerungsfaktorRV [-] Rücklaufverhältnis = Qrs/Q (auch in [%])
RVi [-] RücklaufVerhältnis aus der ersten Beckenkammer
(= Qrsi/Q)rh [m3/kg] Absetzparameter für kleine Konzentrationen
rp [m3/kg] Absetzparameter für grössere Konzentrationen
(hindered settling)S [s/m] Steigung der Kurve h/vs = f(h)S' [kg/m3] Substratkonzentration (auch in [g/l]Suu(f) [m2/s] Leistungsdichtespektrum der horizontalen
Füessgeschwindigkeit u (t)s [m] Räumschildhöhe
T [Min] RockungsdauerTS [kg/m3] Trockensubstanzgehalt(auch in [g/l])TSbb [kg/m3] Trockensubstanzgehalt im Belebungsbecken (auch in
[g/l])TSbbi [kg/m3] Trockensubstanzgehalt im Belebungsbecken (bei
limitierendem Feststofffluss (auch in [g/l])TSbs [kg/m3] Trockensubstanzgehalt im Bodenschlamm
TSe [g/m3] Trockensubstanzgehalt im Nachklärbeckenablauf
(auch in [mg/l])TSe gem. [g/m3] gemessener Trockensubstanzgehalt im Nachklär¬
beckenablauf (auch in [mg/l])TSe ger. [g/m3] gerechneter Trockensubstanzgehalt im Nachklär¬
beckenablauf (auch in [mg/l])TSe zul [g/m3] zulässiger Trockensubstanzgehalt im Nachklär¬
beckenablauf (auch in [mg/l])Tm [Min] tatsächliche mittlere Aufenthaltszeit (auch in [h])
Tr [s] Räumbalkenperiode (Tr = ar/vr)
TSrs [kg/m3] Trockensubstanzgehalt des Rücklaufschlammes
TSrsj [kg/m3] Trockensubstanzgehalt des Rücklaufschlammes bei
hmitierendem Feststofffluss (auch in [g/l])t [Min] Zeit (auch in [h] oder [s])t* [-] dimensionslose Koordinate für die Zeit: t* = t- u/L
tE [h] Eindickzeit
tr [h] Räumerumlaufzeit bei Rundbecken
U [h] Eindickzeit
U [m/s] nominelle Fliess- bzw. Ausbreitungsgeschwindigkeitin x-Richtung
Lock-Exchange Experiment)Ui [m/s] Fliessgeschwindigkeit der leichteren Phase bei Dichte¬
strömen
244 SYMBOLE
u4 [m/s]u [m/s]
UL [m/s]Um [m/s]
uo [m/s]Au [m/s]
V [m3]Vbb [m3]Vs [m3]Vtot [m3]VSV [ml/1]vsvc [ml/1]
v4 [m3]VR [m/s]
Vr [m/s]
Vrerf [m/s]
Vropt [m/s]
vs [m/s]
vsc [m/s]
vo [m/s]
vo' [m/s]
w [m/s]
Xi [-]
x2 [-]
x3 [-]
Xi [-]
Xn [-]X [m]X* [-]Xd [m]
XK [m]
Xs [m]
xo [m]
xi [m]
Fliessgeschwindigkeit des Kopfes von Dichteströmen
Fliessgeschwindigkeit in x-Richtung (horizontal) bzw.in Transducerrichtung (auch in [cm/s])horizontale Riessgeschwindigkeit in der Lochöffnungmaximale Ausbreitungsgeschwindigkeit eines Jets (aufder Jetachse)nominelle Riessgeschwindigkeit im ZulaufquerschnittGeschwindigkeitsunterschied zwischen zwei Schichten
mit unterschiedlicher Dichte
Becken- oder Gefässinhalt (auch in [1])Inhalt des Belebungsbeckensgesamtes Schlammvolumen im Nachklärbecken
gesamtes Volumen einer Rührkesselkaskade
VergleichsschlammvolumenVergleichsschlammvolumen bei der Knickpunkt¬konzentration (= 480 ml/1)Eindickvolumen
Sinkgeschwindigkeit infolge Rücklaufschlammfluss
(auch in [m/h])Räumgeschwindigkeit (auch in [cm/s])erforderliche Räumgeschwindigkeit (auch in [cm/s])
optimale Räumgeschwindigkeit von Schildräumern
(auch in [cm/s])Sinkgeschwindigkeit (auch in [m/h])
Sinkgeschwindigkeit bei der Knickpunktkonzentration(= 480 ml/1) (auch in [m/h]maximale theoretische Sinkgeschwindigkeit (auch in
[m/h]maximale praktische Sinkgeschwindigkeit (auch in
[m/h]Riessgeschwindigkeit in z-Richtung (vertikal) (auch in
[cm/s])dimensionslose Variable
dimensionslose Variable
dimensionslose Variable
dimensionslose Variable
dimensionslose Variable
horizontaler Abstand vom Beckenanfangdimensionslose Koordinate für den Ort: x* = x/L
Lagekoordinate eines Dichtejets (gelöst)Kernzonenlänge eines Jets
Lagekoordinate eines Dichtejets (suspendiert)Abstand der Einlauftauchwand von der zulaufseitigenBeckenwand
Düsenentfernung auf der Strahlachse eines dichte¬
behafteten Jets
SYMBOLE 245
Ax [m] endlicher Abschnitt in BeckenlängsrichtungY [-] dimensionslose Zielgrösseyd [m] Lagekoordinate eines Dichtejets (gelöst)ys [m] Lagekoordinate eines Dichtejets (suspendiert)z [m] vertikaler Abstand von der Beckensohle
Az [m] Zwischenschichthöhe
a [m3/kg] Konstante
oc' [-] Neigungswinkel von Beckeneinbauten
a* [m3/kg] Konstante
ß [m3/l] Konstante
y [m/h] Konstante
8 [-] Räumfaktor bei Rundbecken (= Anzahl der
Räumerumläufe bis der Schlamm vom Beckenrand in
den Schlammtrichter geräumt ist)5' [kg/1] Konstante
e [m2/s3] durchschnittliche Energiedissipation pro Massen¬
£i [-] Lochflächenanteil der ersten Lochwand (= Fli/Fnb)
T|b [kg/s-m] Bingham'sche Viskosität
0 [Min] mittlere theoretische Aufenthaltszeit (auch in [h])
jx [kg/s-m] dynamische Zähigkeitu.' [s_1] Wachstumsgeschwindigkeit von MikroorganismenIt'm fs"1] maximale Wachstumsgeschwindigkeit von
Mikroorganismenv [m2/s] kinematische Zähigkeit^m [kg/m-s3] Arbeit pro Volumeneinheit und Zeit
p [kg/m3] Dichte (auch in [t/m3])
ps [kg/m3] Dichte von nichtflockenden Partikeln
Pts [kg/m3] Trockendichte der Biomasse
Pw [kg/m3] Dichte von Reinwasser
po [kg/m3] Dichte des Wasser-Belebtschlammgemischespi [kg/m3] Dichte der leichteren Phase bei Dichteströmen
p2 [kg/m3] Dichte der schwereren Phase bei Dichteströmen
Ap [kg/m3] Dichtedifferenz zwischen zwei RüssigkeitenG2 [Min2] Streuung eines VerweilzeitspektrumsT [N/m2] ScherspannungTb [N/m2] Bingham-Spannungxeff [Min] effektive Aufenthaltszeit
xra [Min] Mittelwert oder 1. Moment eines Verweilzeit¬
spektrums (xm = 0)
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m11.25
und
7.5
3.75
,=
xbei
5.13
c)Abb.
(gem
.LW
319
.82
96
7.7
2.4
23Ö
2Ö.5
2.Ö
12.5
4.17
8.33
Ö.5
Ö.5
2.97
23
m11.25
und
375,7.5
=x
bei
5.13
c)Ab
b.(g
em.
LW
316
.61
"~
"~
21.6
1.0
8.33
4.17
4.17
Ö.5
Ö.S
2.96
22
m11.25
und
7.5
3.75
,=
xbei
5.13
b)Ab
b.(g
em.
LW
319
.41
72
8.2
3.6
215
20.5
2.Ö
12.5
4.17
8.33
0.5
0.5
2.97
21
-37.9
169
8.75
2.9
2ÖÖ
2Ö.5
2.Ö
12.5
4.17
8.33
Ö.5
Ö.S
2.97
20
m3.75
=x
bei
S.13
b)Abb.
(gem
.LW
11Ö
.31
71
6.7
3.4
246
21.6
1.Ö
8.33
4.17
4.17
0.5
6.5
2.96
19
m9.00
=x
bei
5.13
b)Abb.
(gem.
LW
16.
41
59
5.6
2.9
17Ö
21.6
0.72
6.Ö
3.Ö
3.0
0.5
0.5
2.96
18
m6.00
=x
bei
5.13
b)Abb.
(gem
.LW
15.1
155
5.5
2.8
15ö
21.Ö
1.Ö
8.33
4.17
4.17
Ö.5
0.5
2.96
17
m3.75
=x
bei
5.13
b)Abb.
(gem
.1LW
1Ö.4
165
6.6
2.6
17ö
21.72
0.58
6.60
4.17
2.43
0.5
Ö.S
2.96
16
Reinwasserversuch
--
--
--
--
0.37
1.55
0.0
1.55
0.5
0.5
2.95
15
-7.6
11Ö6
4.8
2.5
27Ö
51.
450.69
7.ÖS
4.17
2.88
Ö.3
0.5
2.96
14
-7.2
1108
4.6
2.5
270
41.22
0.82
7.59
4.17
3.42
0.5
0.5
2.96
13
-5.
61
80
5.9
3.3
265
21.
760.59
6.63
4.17
2.46
0.5
Ö.5
2.96
12
-13
.51
66
5.4
3.2
28Ö
21.0
1.0
8.33
4.17
4.17
Ö.S
Ö.S
2.96
11
Reinwasserversuch
--
--
--
--
0.35
1.45
O.Ö
1.45
O.S
0.5
2.95
10
m11.25
und
7.5
3.75
,=
xbei
5.13
a)Abb.
(gem
.LW
36.
61
55
6.9
3.2
175
21.0
1.0
8.33
4.17
4.17
0.5
0.5
2.96
9-
21.6
186
7.2
3.5
3ÖÖ
11.0
1.0
8.33
4.17
4.17
Ö.S
Ö.5
2.15
6-
22.2
187
4.5
2.75
240
21.0
1.0
8.33
4.17
4.17
0.5
Ö.5
2.15
7-
5Ö.2
181
4.7
3.1
250
21.Ö
2.0
16.67
8.33
8.33
Ö.5
O.S
2.97
6-
47.9
181
4.7
3.1
250
61.0
2.Ö
16.6
78.33
8.33
Ö.S
0.5
2.97
5-
12.4
183
6.2
3.0
250
21.0
1.0
8.33
4.17
4.17
0.5
0.5
2.96
4-
9.Ö
179
6.5
3.1
245
61.0
0.5
4.17
2.08
2.08
Ö.5
0.5
2.95
3-
9.8
179
5.5
3.1
245
41.0
Ö.5
4.17
2.Ö8
2.Ö8
Ö.S
0.5
2.95
2-
8.1
179
6.5
3.1
245
21.0
0.5
4.17
2.08
2.08
0.5
0.5
2.95
1
Lochwand/-wände)
=(LW
Einbauten/Bemerkungen
[mg/l]
TsE
Nr.
Sonde
"BTTT"
[ml/
g]
"IST"
[kg/n?]
Rs
TS
[kg/m3]
TSBR
[ml/l]
TsTT
[cm/s]
HRV
[m/h]
qA
[l/s
]Qo
[l/s]
Örs
[l/s]
Q
[m]
*o
[m]
ho[m
]
—TT"
such
Ver¬
Versuchsresultate
und
Randbedingungen
ANHANG:
39
Vers.
siehe
39.9
261
9.3
3.3
200
20.5
2.0
12.5
4.17
8.33
0.5
Ö.35
2.97
40
rechts
6.2
Abb.
qem.
Einlauf
entferntBeckenende
am
blatte
schräge
14.5
261
7.3
3.3
200
21.0
1.0
8.33
4.17
4.17
0.5
0.35
2.66
39
rechts
6.2
Abb.
qem.
Einlauf
m11.25
und
7.5
3.75
,=
xbei
5.13
d)Abb.
(gem
.LW
3
Verifikationsversuch:
14.Ö
270
6.1
2.7
19Ö
2ö.S
2.0
12.5
4.17
6.33
ö.S
Ö.3S
2.15
38
dauermessungen
Geschw.
17.3
259
-2.9
170
21.0
1.0
8.33
4.17
4.17
0.5
0.35
2.96
37
fie:
Spezialversu
c
rechts
6.2
Abb.
gem.
Eintauf
m7.50
=x
bei
1LW(gem.Abb.5.13d)V
Nr.
Versuch
dynamischer
275
var.
12
165
£16
Ö.S-
2.0
1.0-
12.S
6.33*
4.17
6.33
4.17-
0.5
0.35
2.97
2.Ö6-
36
32
Vers.
siehe
17.7
267
8.9
2.6
175
2Ö.5
2.Ö
12.5
4.17
8.33
0.5
Ö.3S
2.67
35
32
Vers.
siehe
17.7
281
5.8
2.4
195
21.0
1.0
6.33
4.17
4.17
0.5
Ö.35
2.96
34
32
Vers.
siehe
14.3
275
9.7
2.4
16ö
20.5
2.0
12.5
4.17
6.33
ö.S
6.ÖS
2.97
33
rechts
6.2
Abb.
analog
Einlauf
m11.25
und
7.5
3.75
,=
xbei
5.13
d)Abb.
3LW(gem.
11.6
2ÖÖ
5.1
2.3
165
21.0
1.Ö
6.33
4.17
4.17
0.5
Ö.6S
2.96
32
rechts
6.2
Abb.
analoq
Einlauf
42.7
270
8.3
2.5
175
20.5
2.0
12.5
4.17
8.33
0.5
Ö.65
2.97
31
rechts
6.2
Abb.
analog
Einlauf
25.4
276
5.0
2.5
190
21.0
1.0
8.33
4.17
4.17
0.5
6.85
2.66
30
rechts
6.2
Abb.
gem.
Einlauf
27.3
260
5.5
2.Ö
12Ö
20.5
2.0
12.5
4.17
6.33
ö.S
Ö.3S
2.67
29
rechts
6.2
Abb.
gem.
Einlauf
17.6
274
4.3
1.7
125
21.0
1.0
8.33
4.17
4.17
0.5
0.35
2.66
28
rechts
6.2
Abb.
gem.
Einlauf
IlVe
rsuc
hter
.dynamischer
~2
73
var.
2.0
145
2
1.0
6.5-
1.6-
12.5
Ö.33-
4.17
9*33
4.17-
6.5
"öaB
""2.97
w-
»
%
6.1)
(Tab.
IV
Nr.
Versuch
dynamischer
\2
65
var.
2.6
22Ö
2
1.0
6.5-
1.Ö-
12.5
6.33-
4.17
8.33
4.17-
6-5
6.5'
2.97
2,06-
26
6.1)
(Tab
.I
Nr.
versuch
dynamischer
"2
89
var.
2.8
1
250
21.0
0.5-
2.0
1.0-
12.5
8.33-
4.17
8.33
4.17-
0.5
6.5
2.97
25
6.1)
{Tab
.III
Nr.
Versuch
dynamischer
290
var.
2.9
260
2
1.0
0.5-
2.0
1.0-
12.5
8.33-
4.17
8.33
4.17-
0.5
0.5
2.97
2,96-
"2T"
LochwandAwände)
=(LW
Einbauten/Bemerkungen
[mg/l]
TsE
Nr.
Sonde
BTG-
[ml/g]
ISV
[kg/m5]
rs
TS
[kg/m5]
TSBb
[ml/l]
VSV
[cm/s]
H[m/h]
[l/s
]Qo
[l/s]
Qrs
[l/s]
Q
[m]
x0
[m]
lm]
—Fi¬
such
Ver¬
Versuchsresultate
und
Randbedingungen
ANHANG:
249
LEBENSLAUF
9.3.1964 Geboren in St. Gallen
1971 -1977 Besuch der Primarschule in St. Gallen und in Abtwil/SG
1977-1979 Besuch der Sekundärschule in St. Gallen
1979-1983 Besuch der Kantonsschule St. Gallen, Maturität Typus B
1983 Dreimonatiger Sprachaufenthalt in
Clausonnes/Frankreich
1984 Absolvierung der Rekrutenschule, Unteroffiziersschule
und Abverdienen des Korporals
1984-1988 Studium des Bauingenieurwesens an der ETH Zürich
Vertiefungsrichtungen: Wasserbau und Grundbau
1986 Absolvierung der Offiziersschule
1987 Dreimonatiger Auslandaufenthalt mit Praktikum bei
Ove Arup & Partners/Sydney, Australien
1989 Abverdienen des Leutnants
1989-1996 Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter an der Ver¬
suchsanstalt für Wasserbau, Hydrologie und Glaziologie
(VAW) der ETH Zürich
Mitarbeit an diversen hydraulischen Modellversuchen,