Leistungssteigerung von Nachklärbecken mit Hilfe von Einbauten

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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3

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

2.4.1 Allgemeine Verbesserungen 77

2.4.2 Verbesserungen am Beckeneinlauf 81

2.4.3 Verbesserungen im Beckeninnern 85

2.4.4 Verbesserungen am Beckenablauf 91

3 VERSUCHSANLAGE 95

3.1 STANDORT 95

3.2 PROJEKT 97

3.2.1 Abmessungen des Versuchs-Nachklärbeckens 97

3.2.2 Denitrifikation im Nachklärbecken 99

3.2.3 Anordnung der gesamten Versuchsanlage 102

3.2.4 Detailprojekt Versuchs-Nachklärbecken 103

3.3 BAU 104

3.4 MESSGRÖSSEN 108

3.4.1 Durchflussmessung 110

3.4.2 Fliessgeschwindigkeiten 111

3.4.3 Schlammkonzentrationsmessung 113

3.4.4 Trübungsmessung 1143.4.5 Kettenräumerantrieb 118

3.4.6 Datenerfassung 118

6 INHALT

4 CHARAKTERISIERUNG DES BELEBTSCHLAMMES 119

4.1 EINLEITUNG 119

4.2 DICHTE UND SCHLAMMVOLUMENINDEX 120

4.3 SEDIMENTATIONS- UND EINDICKGESCHWINDIG¬

KEIT 123

4.3.1 Ermittlung der Sinkgeschwindigkeit 123

4.3.2 Eindickvorgang 125

4.4 MIKROSKOPISCHE UNTERSUCHUNGEN 126

5 STATIONÄRE VERSUCHE 129

5.1 EINLEITUNG 129

5.2 GLEICHGEWICHT 130

5.2.1 Belebtschlammassenbilanz 131

5.2.2 Geschwindigkeitsdauermessungen 135

5.3 ENERGIEEINTRAG DURCH DAS RAUMSYSTEM 137

5.4 VERBESSERUNG DER STROMUNGS- UNDABSETZVERHÄLTNISSE 148

5.4.1 Konzept und Gültigkeitsbereich 148

5.4.2 Strömungsfeld 152

5.4.3 Schlammasse im Nachklärbecken 158

5.4.4 Schwebstoffgehalt im Nachklärbeckenablauf 174

5.4.5 Betriebliche Empfehlungen und konstruktive

Hinweise 184

6 INSTATIONÄRE VERSUCHE 187

6.1 MOTIVATION 187

6.2 UNTERSUCHUNG 188

6.3 RESULTATE 190

6.4 FOLGERUNGEN 197

7 SCHLUSSFOLGERUNGEN 201

8 AUSBLICK 209

LITERATUR 213

SYMBOLE 239

ANHANG 247

LEBENSLAUF 249

7

ZUSAMMENFASSUNG

Nachklärbecken von Belebungsanlagen spielen infolge ihrer Lage am Ende

des Verfahrensablaufes für den gesamten Wirkungsgrad einer Kläranlageeine besonders wichtige Rolle. Im Gegensatz zu anderen Absetzbecken

werden sie von Dichteströmungen dominiert, die durch die Dichtedifferenz

zwischen dem Schlamm-Wassergemisch im Zulauf und dem relativ saube¬

ren Beckenwasser induziert werden. Dadurch werden an sich unerwünschte

hohe Strömungsgeschwindigkeiten an der Beckensohle und eine Rück¬

wärtsbewegung in der oberen Beckenhälfte erzeugt. Diese Strömungsver¬hältnisse sind massgeblich dafür verantwortlich, dass die Verweilzeitver¬

teilung ungünstig ist und insbesondere bei hydraulisch stärkeren Belastun¬

gen (Regenwetter) zuviel Belebtschlamm in den Vorfluter gelangen kann.

Die Dimensionierung von Nachklärbecken wird den erwähnten

Strömungsverhältnissen nur insofern gerecht, als in den Richtlinien für die

Beckentiefen immer höhere Werte empfohlen werden. Wie aber können

die vielen vorhandenen Nachklärbecken, deren Tiefe nach den heutigenNormen zu geringe Werte aufweisen, verbessert werden, damit auch sie

den erhöhten Anforderungen genügen?

Die vorliegende Arbeit zeigt eine Möglichkeit, wie die Strömungs- und

Absetzverhältnisse von Nachklärbecken mit Hilfe von Einbauten im

Beckeninnern verbessert werden können. Zu diesem Zweck wurde auf der

Kläranlage Werdhölzli der Stadt Zürich eine Versuchsanlage im halb¬

technischen Massstab erstellt, die mit echtem Belebtschlamm betrieben

werden kann. Das 1 m breite Versuchs-Nachklärbecken besitzt eine Längevon 15 m und eine maximale Wassertiefe von 3 m; als Schlammräum-

system wurde ein Bandräumer gewählt. Die sich im Beckeninnern

abspielenden Prozesse können durch seitlich angeordnete Glasscheiben

beobachtet werden.

Die Versuche mit stationären Zuflussverhältnissen haben gezeigt, dass

Lochwände eine stark bremsende Wirkung auf die Strömung in Nachklär¬

becken haben und insbesondere vor den Einbauten für einen Ausgleich der

horizontalen Fliessgeschwindigkeiten sorgen und die Flockung anregen.

Die dadurch verbesserten Verweilzeitverteilungen in den einzelnen

8

Beckenkammern führen zu einer verbesserten Absetzeffizienz und

schliesslich zu einem stark reduzierten Schwebstoffgehalt im Becken¬

ablauf. Mit dynamischen Versuchen wurden Vorgänge simuliert, die sich

bei einsetzenden Regenwetterzuflüssen abspielen. Das Konzept der Loch¬

wände hat sich auch unter diesen Belastungen bewährt. Bei den Becken

mit Einbauten konnte die Schwebstoffkonzentration im Ablauf mehr oder

weniger auf demselben Niveau wie bei Trockenwetterzuflüssen gehalten

werden, während beim konventionellen Becken ein massiver Anstieg zu

verzeichnen war. Das Nachklärbecken mit Einbauten weist gegenüber

demjenigen ohne Lochwände einen völlig veränderten Schlammhaushalt

auf, dem nur mit einer geregelten RücklaufSchlammförderung begegnetwerden kann.

Dauermessungen der Riessgeschwindigkeiten haben gezeigt, dass die

Frequenz der Räumbalkenbewegung im unteren Beckenteil direkt in den

Schwankungen der Fliessgeschwindigkeit messbar ist. Der Absetz- und

Eindickvorgang wird durch diesen Energieeintrag beeinflusst und zum Teil

auch stark beeinträchtigt. Die Schwankung der Schlammspiegellage ist

eine messbare Grösse für diese Störung, die direkt proportional zum

Energieeintrag durch den Räumer ist.

ABSTRACT

Final settling tanks play a very important role in determining the overall

efficiency of an activated Sludge wastewater treatment plant. Unlike other

settling tanks they are dominated by density currents induced by the den¬

sity difference between the influent and the relatively clean water within

the tank. A strong bottom current accompanied by reverse flow in the

upper part of the tank results. These adverse hydraulic conditions are

responsible for unfavorable residence time distributions, and poor efficien-

cies of final settling tanks, particularly under wet weather flow conditions.

In recognition of this fact, current dimensioning guidelines continually

prescribe greater basin depths. The question arises however, as to how

existing, insufficiently deep settling tanks can be modified to improve their

efficiency?

9

This study deals with a method of enhancing the hydraulic and settlingconditions in final settling tanks by retrofitting existing tanks with

perforated walls. Experimental investigations were conducted in a pilot

plant which was constructed at Zurich's wastewater treatment plant,

thereby allowing Operation with real Sludge. The 1 m wide pilot settler has

a length of 15 m and a maximum water depth of 3 m. The thickened Sludgeis transported to the Sludge hopper at the inlet by a scraper mechanism and

all the processes in the tank can be observed through the glass side walls.

Tests under steady State conditions showed that perforated walls have a

strong retarding effect on the velocities within final settling tanks and

thereby enhance flocculation. The residence time distributions in the indi-

vidual Chambers are improved resulting in a better settling efficiency of the

basin as a whole. By means of dynamic loading tests wet weather condi¬

tions were simulated. These tests confirmed the concept of perforated walls

which also functions under such loading conditions. The total suspendedsolid concentrations in the effluent of the modified tank could be main-

tained at the same low level for both dry weather and wet weather condi¬

tions. In comparison, tests with conventional tank arrangements showed

poor effluent quality for wet weather flow loading conditions. In-tank

baffles create a completely different Sludge regime when compared to that

of conventional basins. A greater amount of Sludge is stored in the tank

which nessecitates the installation of a controlled collection mechanism.

Measurements over lengthy time periods showed that the frequency of the

scraper movement is directly measurable by fluctuations of the velocity in

the lower region of the tank. Settling as well as thickening are stronglyaffected by the energy impulses of the scraper. The fluctuation of the

Sludge height is thereby a measurable value directly influenced by the

energy input of the scraper.

RESUME

Les bassins de däcantation secondaire, de par leur action en fin du Pro¬

cessus de traitement des eaux us6es, ont une influence particulierement

importante sur le rendement global d'une Station d'6puration. Contraire-

10

ment ä d'autres bassins de döcantation, ils sont caracterisSs par la presence

de courants de densite dus ä la difference de density existant entre le

melange "eau-boues" dans l'ouvrage d'entröe et l'eau relativement propre

du bassin ä l'aval. Des vitesses d'6coulement elevöes, non souhait^es, sont

ainsi engendr6es sur le fond du bassin tandis qu'un courant de retour vers

l'amont s'6tablit en surface. Ce ph6nomene est responsable du fait que la

repartition des temps de transit est däfavorable et qu'ainsi trop de boues

parviennent ä l'exutoire lorsque la sollicitation hydraulique de l'ouvrage est

elevee (cas de fortes pluies).

Le dimensionnement usuel des bassins de d6cantation secondaire n'est

compatible avec les conditions d'6coulement sus-d6crites que dans la

mesure oü les recommandations concernant la profondeur des bassins

proposent le choix de valeurs de plus en plus eleväes. Mais de nombreux

bassins de d6cantation existants ont une profondeur trop faible selon les

normes actuelles. Comment est-il possible d'en ameliorer le fonctionne-

ment afin qu'ils satisfassent aussi aux nouvelles exigences?

Le präsent travail montre une possibilite' d'obtenir de meilleures conditions

d'ecoulement et de deposition dans un bassin de d6cantation, par la mise en

place de parois perforees ä l'int6rieur du bassin lui-meme. L'ätude a 6t6

räalisee sur une installation d'essai am6nag£e ä la Station d'epurationWerdhölzli de la ville de Zürich. Les essais ont i entrepris avec les

memes boues que celles utilisees dans la Station. Le bassin-test possede

une largeur de 1 m, une longueur de 15 m et une profondeur d'eau

maximale de 3 m. Les boues d6pos6es sont 6vacuees ä l'aide d'un ruban

transporteur. Des parois laterales en verre permettent d'observer le

deroulement des Processus dans le bassin.

Les essais entrepris avec un 6coulement d'enträe stationnaire ont montre

que les parois perforees provoquent un fort ralentissement des filets

liquides dans le bassin. Particulierement ä leur amont, elles Sgalisent le

profil des vitesses d'6coulement horizontales et favorisent la floculation. II

en r6sulte une meilleure repartition des temps de transit dans les diff6rents

compartiments du bassin, donc une qualite* superieure de d^cantation et une

forte r&luction de la teneur en suspensions ä la sortie de ce dernier. Des

essais dynamiques ont servi ä simuler la Situation cons6cutive ä 1'arrivee de

debits d'eau pluviale dans le bassin. Le concept des parois perforees s'est

11

egalement avere valable sous ces sollicitations. A la sortie des bassins

equipes de ces chicanes, la concentration des suspensions est pratiquement

identique ä celle attendue en temps sec, alors qu'une augmentation massive

est visible dans les bassins conventionnels. Compares ä ces derniers, les

bassins equipes de parois perforees montrent un comportement des boues

totalement difförent. Une quantite plus grande de boues s'y accumule et

celles-ci doivent subir un devasement de fac,on contrölee.

Les mesures des vitesses d'ecoulement faites sur une longue duree ont

permis de constater que la frequence du mouvement du ruban transporteur

est decelable ä partir des vitesses enregistrees dans la partie inferieure du

bassin. Le processus de decantation et de deposition des boues est

influence, respectivement perturbe\ par cet apport d'energie. La Variation

de hauteur de la couche de boue d6posee est une grandeur mesurable

dependant directement de l'apport d'6nergie du au ruban.

RIASSUNTO

Vasche di sedimentazione finale, in quanto situate alla fine del processo di

depurazione, rivestono un'importanza fondamentale per il grado di

efficienza di un impianto di depurazione a fango attivato. A differenza di

altri bacini di decantazione, le vasche di sedimentazione finale sono

dominate da correnti di densitä indotte dalla differenza di densitä fra

l'acqua in afflusso carica di fanghi e l'acqua relativamente chiara del

bacino. Questo fenomeno produce una distribuzione delle velocitä non

uniforme, caratterizzata da forti correnti sul fondo e da una corrente

opposta di compensazione nella parte superiore del bacino. Queste

condizioni idrauliche sono responsabili della distribuzione sfavorevole dei

periodi di detenzione e del basso rendimento, in modo particolare in

occasione di precipitazioni.

Le piü recenti norme per il dimensionamento delle vasche di sedimenta¬

zione finale tengono conto del fenomeno citato unicamente aumentando

progressivamente la profonditä dei bacini. Quali possibili soluzioni si

presentano tuttavia per vasche esistenti, la cui profonditä non corrisponde

piü alle norme attualmente in vigore?

12

II presente lavoro illustra una possibilita di miglioramento delle condizioni

idrauliche e conseguentemente delle condizioni di sedimentazione dei

fanghi con l'ausilio di pareti perforate collocate nel bacino perpendicolar-mente alla direzione di deflusso. A tale scopo e stato costruito presso la

stazione di depurazione Werdhölzli della cittä di Zurigo un impianto pilota.In questo impianto, della larghezza di 1 m, lunghezza 15 m e con una

profonditä massima di 3 m, e stato possibile compiere esperienze con

fango attivato. Quäle sistema di raccolta del fango e stato utilizzato un

raschiatore a nastro. Pareti di vetro laterali hanno permesso l'osservazione

dei processi verificatisi nel bacino.

Le esperienze in condizioni stazionarie di deflusso hanno mostrato che le

pareti perforate esercitano sulle correnti della vasca una forte azione

frenante garantendo una migliore distribuzione delle velocitä orizzontali di

deflusso e promovendo la flocculazione. II miglioramento delle condizioni

di sedimentazione nelle varie camere aumenta l'efficienza totale della vasca

e di conseguenza la concentrazione del materiale solido in sospensionenelle acque di deflusso & notevolmente ridotta. Esperienze con deflussi

instazionari hanno permesso di simulare oscillazioni e carichi di punta che

occorrono in occasione di precipitazioni. II principio delle pareti perforatesi e rivelato adatto anche in queste situazioni. La concentrazione di

materiale solido in sospensione nel deflusso di vasche di sedimentazione

munite di pareti perforate durante periodi con carico di punta e infatti piü o

meno uguale a quella registrata durante periodi con carico medio. Nel caso

di bacini convenzionali si constata invece un forte aumento della con¬

centrazione di fanghi nel deflusso in occasione di precipitazioni. Para-

gonata ad una vasca convenzionale, una vasca con pareti perforate presenta

un regime dei fanghi completamente diverso, ciö che richiede lo sviluppodi un sistema raccoglitore appropriato.

Misurazioni continuate delle velocitä di deflusso mostrano come la velocitä

delle correnti nella vasca sia correlata alla frequenza di raccolta del fangosul fondo del bacino. I processi di decantazione e di densificazione dei

fanghi sono influenzati e fortemente compromessi da questo apporto di

energia. La variazione del livello dei fanghi sul fondo della vasca e

direttamente proporzionale all'apporto di energia dovuto al sistema di

raccolta.

13

1 EINLEITUNG

Nachklärbecken von Belebungsanlagen bilden infolge ihrer Lage ein ent¬

scheidendes Element in der Gesamtreinigungsleistung von Kläranlagen. ImUnterschied zu anderen Absetzbecken werden Nachklärbecken durch

Dichteströmungen dominiert, die durch den Dichteunterschied zwischen

dem Wasser-Belebtschlammgemisch im Zulauf und dem leichteren Becken¬

inhalt hervorgerufen werden.

Bei den Dimensionierungsrichtlinien für Nachklärbecken lässt sich ein

Trend zu immer grösseren Beckentiefen feststellen, damit trotz der ungün¬stigen Strömungsverhältnisse die geforderten Absetzleistungen auch bei

erhöhter hydraulischer Belastung eingehalten werden können. Bestehende

Nachklärbecken weisen daher häufig zu geringe Beckentiefen auf.

Versuche an einer halbtechnischen Versuchsanlage sollen eine Möglichkeitaufzeigen, wie die Absetzleistung bestehender Nachklärbecken mit Hilfe

von geeigneten Einbauten verbessert werden kann.

1.1 AUSGANGSLAGE

Mehrstufige Kläranlagen zur Reinigung von industriellem und häuslichem

Abwasser gehören in sämtlichen Industrieländern zum Stand der Technik

und sind für den Schutz der Gewässer von erstrangiger Bedeutung. An der

Wende zwischen 19. und 20. Jahrhundert waren es die Engländer, die als

erste Anlagen zur Reinigung des anfallenden Abwassers erstellten. Standen

anfänglich ästhetische Aspekte im Vordergrund, die mit der mechanischen

Reinigungsstufe vorwiegend korrigiert werden konnten, so erkannten die

Biologen bald, dass die im gereinigten Abwasser in gelöster Form enthal¬

tenen, biologisch abbaubaren Wasserinhaltsstoffe zu einer massiven Sauer-

stoffzehrung im Vorfluter führten. Folgen davon waren Algenbildung und

Fischsterben in Fliessgewässern und Seen. Mit der Entwicklung des

Belebtschlammverfahrens konnte diesen Problemen vor allem in Fliessge-wässern Abhilfe geschaffen werden. Das Belebtschlammverfahren bedient

sich aktiver Mikroorganismen, die unerwünschte Abwasserinhaltsstoffe in

für die Natur weniger schädliche oder unschädliche überführen. Damit

gelang es jedoch noch nicht, die in einigen Seen der Schweiz erkannte

Eutrophierung aufzuhalten. Eine weitergehende Elimination von

Schadstoffen, die u. a. die Eutrophierung von Seen aufhalten sollte, wurde

durch die in den frühen siebziger Jahren eingeführte chemische

Reinigungsstufe erreicht. Mit der Rockungsfiltration konnte in den letzten

beiden Jahrzehnten eine weitere Verbesserung der Reinigungsleistung von

Kläranlagen bewirkt werden.

14 1 EINLEITUNG

Waren gemäss Bundesamtfür Umweltschutz (BUS) (1983) im Jahre 1964

in der Schweiz erst etwas mehr als 10 % aller Einwohner an eine Kläran¬

lage angeschlossen, so waren es im Jahre 1983 bereits über 80 %. 1985

waren in der Schweiz bereits 83 % oder 5'314'000 Einwohner und 1991

knapp über 90 % an die fast l'OOO in Betrieb stehenden Kläranlagen

angeschlossen {Bundesamt für Umwelt, Wald und Landschaft (BUWAL),

1994). In jüngster Zeit stand deshalb in der Schweiz wie in den meisten

anderen entwickelten Ländern nicht mehr der Bau von neuen Kläranlagen,sondern vielmehr die Erweiterung und der Ausbau bestehender Anlagen im

Vordergrund. Die steigende Bevölkerungsdichte und die Versiegelung der

Landschaft belasten die bestehenden Anlagen immer stärker und verlangeneine immer grössere Leistungsfähigkeit, die häufig ohne Ausbau nicht

mehr gewährleistet werden kann.

Aus BUS (1985) kann entnommen werden, dass bis im Jahre 1990 in der

Schweiz erst 22 Kläranlagen über eine weitergehende Abwasserreinigungdurch Flockungsfiltration verfügen (vgl. auch BUWAL, 1994). Konventio¬

nelle Anlagen bestehen nach wie vor aus mechanischer und biologischer

Reinigungsstufe und häufig aus chemischer Phosphorelimination. Abb. 1.1

zeigt schematisch das System einer mehrstufigen Kläranlage.

MechanischeStufe

Chemische

Phosphor¬elimination

BiologischeStufe

ev.Filtrations-stufe

Rechen Zugabe von

Sandfang Chemikalien /

Vorklärbecken Flockungsmittel

Belebungs-Becken

/NachklärAV becken J

Filtrations¬

anlage

iwp^piwi^^RCTWHiHrn

Zufluss zur

Kläranlage

Rücklaufschlamm V v

Kläranlage-Abfluss

Vorfluter I

Abb. 1.1: Fliessschema einer mehrstufigen Abwasserreinigungsanlage.

1 EINLEITUNG 15

Dem Nachklärbecken als Teil der biologischen Reinigungsstufe kommt bei

allen konventionellen Anlagen insofern eine besondere Bedeutung zu, als

es sich unmittelbar vor der Rückgabe des geklärten Abwassers in den Vor¬

fluter befindet (Abb. 1.1). Bei Kläranlagen mit Filtrationsstufe ist die

Rückspülwassermenge der Filter direkt von der Leistungsfähigkeit der

Nachklärung abhängig. Zwischen der Effizienz einer Kläranlage und der

Reinigungsleistung seiner Nachklärbecken besteht also ein direkter

Zusammenhang oder: Eine gut funktionierende mechanische Reinigungs¬

stufe und eine einwandfreie Dimensionierung der Belebungsbecken nützen

nur wenig, wenn die Nachklärung überlastet ist.

1.2 PROBLEMSTELLUNG

Das Nachklärbecken ist ein Absetzbecken, dessen Aufgabe einerseits in

der Trennung des Belebtschlammes vom gereinigten Abwasser durch

Sedimentation und andererseits in der Eindickung und Rückführung des

abgesetzten Schlammes besteht. Erst diese Schlammrezirkulation und die

damit verbundene mehrfache Verwendung der Biomasse machen das

Belebtschlammverfahren wirtschaftlich. Dieses zentrale Prinzip des

Belebtschlammverfahrens erlaubt es, das Volumen der Belebungsreaktoren

um den Faktor 10 - 100 zu verringern {Gujer, 1992b). Weitere Aufgabendes Nachklärbeckens sind das Zwischenspeichern von belebtem Schlamm,

der infolge eines erhöhten Zuflusses (Regenwetterereignis bei Misch¬

wasserkanalisationssystemen) aus dem Belebungsbecken verdrängt wird

und das Vermeiden von Strömungsverhältnissen, die zu Schlammabtrieb

führen {ATV, 1991).

Das Nachklärbecken basiert also wie Sandfang und Vorklärbecken auf dem

abwassertechnischen Grundprinzip der Sedimentation. Im Gegensatz zu

Sandfang und Vorklärbecken entstehen aber im Nachklärbecken durch den

gegenüber dem Beckenwasser schwereren Zufluss ungleichmässige Strö¬

mungsverhältnisse. Typischerweise können in Nachklärbecken stark

vorwärts gerichtete Riessgeschwindigkeiten an der Beckensohle und die

dazugehörende, rückwärts gerichtete Kompensationsbewegung in der

oberen Beckenhälfte beobachtet werden (Abb. 1.2). Diese Dichteströmung

(density current), bei der die horizontalen Fliessgeschwindigkeitsspitzen

16 1 EINLEITUNG

mehrere [cm/s] betragen können, ist denn auch dafür verantwortlich, dass

Nachklärbecken insbesondere bei Regenwetteranfall häufig überlastet sind

und durch die Walzenbildung ein Kurzschluss entsteht und zuviel

Schlamm in den Ablauf gelangt.

schlämm ^^^^H Der Realität näher kommende Verteilung^^^^^ der horizontalen Fliessgeschwindigkeiten.

Abb. 1.2: Charakteristisches Geschwindigkeitsprofil in Nachklärbecken: Stark vorwärts

gerichtete Fliessgeschwindigkeit in Sohlennähe und rückwärtsgerichtete

Kompensationsbewegung in der oberen Beckenhälfte infolge der Dichteströ¬

mung. Dieses Geschwindigkeitsprofil entspricht in keiner Weise der idealen

uniformen Geschwindigkeitsverteilung, die im Prinzip auch heute noch als

Bemessungsannahme dient.

Obwohl bereits Anderson (1945) auf diese Strömungsverhältnisse hinweist,

wurden sie konkret bis heute nicht in die Dimensionierungsgrundlagen für

Nachklärbecken aufgenommen. Auch in jüngster Zeit wurde das Problem

der ungünstigen Strömungsverhältnisse vielmehr umgangen und durch

immer tiefere Becken kompensiert bzw. "bekämpft". Die Richtlinien der

Abwassertechnischen Vereinigung (ATV) Deutschlands sollen nur als

Beispiel für die Bemessung von Nachklärbecken in Mitteleuropa dienen;

sie verdeutlichen diese Entwicklung der immer "tieferen" Nachklärbecken

1 EINLEITUNG 17

eindeutig {ATV, 1975, 1981, 1983, 1988b, 1991 und 1993). Wurden 1975

horizontal durchströmte Nachklärbecken mit einer typischen Wassertiefe

von 2 bis 2.5 m gebaut, so werden heute Nachklärbecken für dieselben

Anforderungen auf typische Tiefen von 4 m oder mehr ausgelegt. Bei

neuen Nachklärbecken wird dadurch der Schwebstoffgehalt im Becken¬

ablauf reduziert und zudem kann das Risiko der Schwimmschlammbildung

infolge Denitrifikation, der Reduktion von Nitrat zu elementarem Stick¬

stoff, im Nachklärbecken durch den erhöhten hydrostatischen Druck

verringert werden. Wie aber können bestehende Nachklärbecken saniert

werden, die die gesetzlichen Anforderungen nicht mehr erfüllen und eine

den heutigen Richtlinien entsprechend zu geringe Tiefe aufweisen?

13 UNTERSUCHUNGSZIELE

Erweiterungen und Sanierungen bestehender Kläranlagen verlangen unter

anderem auch eine effizientere Absetzleistung ihrer Nachklärbecken. Aber

auch für neue Nachklärbecken werden immer grössere Reinigungs¬

leistungen gefordert, die infolge der vorhandenen, ungünstigen Walzenbil¬

dung tendenziell zu immer tieferen Becken führen {ATV, 1991). Die

vorliegende Forschungsarbeit soll eine alternative Möglichkeit aufzeigen,wie bei bestehender Beckentiefe

- mit Hilfe von geeigneten Einbauten die geforderte Absetz¬

leistung in Nachklärbecken erreicht werden kann.

Auch bei neuen Nachklärbecken können solche Einbauten zum gewünsch¬ten Erfolg fuhren. Dies wird allerdings aus Kostenüberlegungen von Resch

und Steinmann (1991) nicht empfohlen. Eine minimale Beckentiefe von

2.5 m am Beckenrand von Rundbecken bzw. von 3 m bei Becken ohne

Sohlenneigung oder auf 2/3 des Fliessweges bei Becken mit geneigter

Sohle {ATV, 1991 und Resch und Steinmann, 1991) soll selbstverständlich

wenn immer möglich eingehalten werden. Dies insbesondere auch deswe¬

gen, weil zu geringe Beckentiefen in der Nachklärung eine Ursache für

Schlammauftreiben infolge Denitrifikation im Nachklärbecken {Gujer,

1982) sein können.

18 1 EINLEITUNG

Für rechteckige, horizontal durchströmte Nachklärbecken sollen anhand

von

- Messungen und Visualisierungen mit echtem Belebtschlamm

Empfehlungen für Strömungsverbesserungen erarbeitet werden. Neben

detaillierten Untersuchungen zur

- Dynamik der Schlammschicht infolge des Energieeintragesdurch die Räumerbewegung

soll der Schwebstoffgehalt im Beckenablauf minimiert werden. Diese

Reduktion der Feststoffe im Ablauf soll nicht nur für stationäre Zulaufver¬

hältnisse, sondern auch unter dynamischen Zulaufbedingungen, wie sie in

Natur häufig vorkommen, erzielt werden. Das Auffangen von

- Belastungsstössen

wird mit besonderer Aufmerksamkeit verfolgt.

Diverse Untersuchungen haben gezeigt, dass eine tiefe Einleitung des

Zulaufs die infolge der Dichteunterschiede typische Geschwindigkeits¬walze in Nachklärbecken verringern kann (Bretscher et al., 1984,

Bretscher und Hager, 1990, Bretscher et al, 1992, Krebs, 1989, 1991a,

1991b und 1993). Mit Einbauten im Beckeninnern sollen

- die horizontalen Fliessgeschwindigkeiten vergleichmässigt

werden,

- die Verweilzeitverteilung verbessert,- die Flockung gefordert und schliesslich

- die Absetzleistung erhöht werden.

19

2 GRUNDLAGEN

In Nachklärbecken laufen mehrere physikalische und biochemische Pro¬

zesse, die Kenntnisse aus den entsprechenden Fachgebieten erfordern,nebeneinander ab. Neben der Hydromechanik der Dichte- und der dichte¬

behafteten Jetströmungen, gehören die Sedimentation und die Eindickung,die Flockung, die rheologischen Eigenschaften von Belebtschlamm und die

Mikrobiologie zu den Fachbereichen, die im Zusammenhang mit Nachklär¬

becken eine wichtige Rolle spielen.Forschungsergebnisse und Betriebserfahrungen führten zu Dimensionie-

rungsrichtlinien, die im wesentlichen die Beckengeometrie bestimmen und

Hinweise zur Schlammräumung und -eindickung beinhalten.

Eine Zusammenfassung von bisher vorgeschlagenen Möglichkeiten zur

Verbesserung der Strömungs- und Absetzverhältnisse in Nachklärbecken

schliessen dieses Kapitel ab.

2.1 VORBEMERKUNGEN

Nachklärbecken, die verfahrenstechnisch mit den Belebungsbecken einer

Belebtschlammanlage eine Einheit bilden, beinhalten eine Fülle von

physikalischen und biochemischen Prozessen. Das einwandfreie Funktio¬

nieren der Nachklärbecken von Belebungsanlagen gilt als Grundvoraus¬

setzung für einen effizienten Gewässerschutz und verlangt daher das

Verständnis der einzelnen im Becken ablaufenden Vorgänge. Abb. 2.1

zeigt die verschiedenen Prozesse, die sich in Nachklärbecken abspielenund die Grössen und Fachgebiete, die die Funktion von horizontal durch¬

strömten Nachklärbecken massgebend beeinflussen.

Die einzelnen Prozesse bzw. Fachgebiete und geometrischen bzw. verfah¬

renstechnischen Grössen, wie sie in Abb. 2.1 dargestellt sind, sind

grösstenteils nicht unabhängig voneinander; es existieren gegenseitige

Wechselwirkungen.

Im Zusammenhang mit der Sanierung und Optimierung von Nachklär¬

becken können verschiedene Ansätze zur Lösung der einzelnen Probleme

angewendet werden. Neben analytischen Möglichkeiten (z. B. Guetter und

Jain, 1991, Ostendorf, 1986, Shiba und Inoue, 1975), wurden

verschiedentlich Versuche an physikalischen Modellen (z. B. El-Baroudi,

1969, Felder, 1993, Frey, 1993, Krebs, 1991b, Lyn und Rodi, 1990,

McCorquodale, 1988, McDowell, 1971 und 1975, van Marie und

Kranenburg, 1994) oder im halbtechnischen Massstab (z. B. Ditsios, 1982,

20 2 GRUNDLAGEN

Geiger, 1982, Kauch und Ditsios, 1987, Knop, 1951b, Renner, 1978)

durchgeführt, um die einzelnen Abläufe besser zu verstehen und zu

optimieren. Schon McLaughlin (1959) gibt allerdings zu bedenken, dass

hydrauHsche Modellversuche nur wenig aussagekräftig sind, sofern die im

Modell verwendete Suspension nicht genau die gleichen Eigenschaftenaufweist wie der Schlamm im Prototyp.

SchlammräumungGeometrie/

Beckenabmessungen

Abb. 2.1: Prozesse bzw. Fachgebiete (ovale Kästchen) und geometrische bzw. verfah¬

renstechnische Einflüsse (rechteckige Kästchen), die die Effizienz von

horizontal durchströmten Nachklärbecken massgebend beeinflussen.

Neben der Möglichkeit des sehr aufwendigen Naturversuches (z. B.

Baumer et al, 1995, Bretscher et al, 1984, Deininger, 1994, Groche,

1964, Hager und Ueberl, 1994, Kaiman, 1966, Konicek und Burdych,

1988, Larsen, 1976 und 1977, Ueberl, 1995a und 1995b) stellt die

numerische Simulation ein komfortables Hilfsmittel (z. B. Krebs, 1991b,

Ströber, 1993, Holthausen, 1995) zur Erarbeitung von Kenntnissen über

die Vorgänge in Nachklärbecken dar.

2 GRUNDLAGEN 21

Da sich die vorliegende Forschungsarbeit vorwiegend mit der halbtech¬

nischen Untersuchung der Strömungs- und Absetzverhältnisse in Nach¬

klärbecken befasst und vorderhand die numerische Simulation nicht zum

Thema hat, wird auf diese nur am Rande eingegangen.

Bei den numerischen Modellen gibt es auf der einen Seite die verschie¬

denen dynamischen 1D-Simulationsmodelle, die z. B. von Freund et al.

(1993) miteinander verglichen werden. Die dynamischen Schichtenmodelle

{Laikari, 1989, Schilling und Hartwig, 1988, Härtel, 1990, Härtel und

Popel, 1993, Otterpohl und Freund, 1992) und die quasi-dynamischenModelle (Kainz, 1991, Wolf, 1989 und 1990) versuchen vor allem

gekoppelt mit Belebtschlamm-Simulationen die folgenden Anforderungenzu erfüllen:

- Errechnen der Feststoffkonzentration im Rücklaufschlamm.

- Errechnen der Feststoffkonzentration im Ablauf.

- Berücksichtigung von Speichervorgängen in der Nachklärung.

Des weiteren gibt es in Kombination mit einem biologischen Simulations¬

programm ein in der Praxis verbreiteteres, nichtdetailliertes Nachklär¬

beckenmodell {Gujer, 1989, Hofer, 1992). Es arbeitet mit einem voll¬

durchmischten Volumen und ist für viele Anwendungen v. a. wegen der

hohen Rechengeschwindigkeit geeignet.

Hoen et al. (1994) kritisieren, dass bei allen erwähnten Modellen die

Nachklärung als ideal modelliert wird und die effektiv vorhanden Strö¬

mungsverhältnisse nicht berücksichtigt werden. Härtel et al. (1995)

vergleichen fünf Modelle/Programme zur Simulation der Biologie/ Nach¬

klärung und stellen dabei fest, dass die Abweichungen der Ergebnisse nicht

unerheblich sind.

Beim lD-Nachklärbeckenmodell von Dupont und Henze (1992), das mit

dem Activated Sludge Model No. 1 von Henze et al (1987) kombiniert

werden kann, werden auch nichtabsetzbare Partikel berücksichtigt.

Dahl et al. (1990 und 1994) entwickelten ein numerisches Modell

bestehend aus einem Teilmodell für die Berechnung des zweidimensiona¬

len Fliessfeldes und einem Feststofftransportmodell. Die Kalibrierung

22 2 GRUNDLAGEN

erfolgte mit Hilfe von Versuchen in einem 10 m langen und 1 m tiefen

Testbecken, das mit echtem Belebtschlamm beschickt werden kann.

Erst Dupont und Dahl (1995) berücksichtigen in ihrem eindimensionalen

Modell Dichteeffekte über einen Kurzschlussanteil, der direkt vom Zulauf

in den Ablauf gelangt.

Auf der anderen Seite werden numerische Simulationsmodelle von

McCorquodale {Abdel-Gawad und McCorquodale, 1984, Abdel-Gawad

und McCorquodale, 1985, Imam und McCorquodale, 1983, McCorquodale

und Zhou, 1993, Zhou et. al, 1994) und Rodi {Celik et al, 1987, Adams

und Rodi, 1990, Lyn et al, 1992, Szalai et al, 1994) entwickelt, die die

Nachbildung der komplexen hydrodynamischen Vorgänge in Nachklär¬

becken zu ihrem Ziel erklären. Wenn diese Hilfsmittel einmal soweit

gediehen sind, dass sie für praktische Probleme auf relativ einfache Art

und Weise anzuwenden sind, so werden sie als Projektierungshilfen

unersetzlich sein. Vorerst befinden sich diese Modelle erst in einem

fortgeschrittenen Entwicklungsstadium.

In den folgenden Kapiteln werden zuerst die sich in Nachklärbecken

abspielenden Prozesse (ovale Einflussgrössen in Abb. 2.1) erklärt, die dann

ihrerseits zu den Empfehlungen für die Bemessung bzw. zu den gängigsten

Dimensionierungsrichtlinien (rechteckige Einflussgrössen in Abb. 2.1)

führen. Schliesslich sollen Verbesserungsmöglichkeiten bezüglich Strö¬

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.

kreisrunder Freistrahl Wandstrahl

rel. Kernlänge XK/DL = 6.2 XK/hK= 10.4

Messpunkt x X<XK X>XK X<XK X>XK

Um/U 1 6.2/(x/DL) 1 2.4l/(x/h0Pu(x)/um e-76.88(0.08065+(y-DL/2)/x)': Q-76.aa{y/xf - e-170(y/xf

Tab. 2.1: Zusammenstellung der charakterisierenden Jet-Grössen für den kreisrunden

Freistrahl und den Wandstrahl (aus Kraatz, 1989).

Für das Strömungsverhalten von Freistrahlen unter Dichteeinfluss wird die

Beschreibung der Strahltrajektorie der Partikel wesentlich. Dabei

wiederum haben Sediment-beladene Jets andere Trajektorien (Rugbahnen)

als homogene Dichte-Jets. Die Bewegung des Massenpunktes entlang der

horizontalen x-Achse wird durch die vertikal nach unten gerichtete y-

Achse von Carstens und Mohan Rao (1971) wie folgt angegeben:

/

J— = 0.048-

DL-FD

,1.93

vDLFDy

yd_

Dl'Fd= 0.0616

2.95-

VDL-FDy

(2.15 und 2.16)

Die obere Formel mit dem Index "s" steht für Suspensionen (aus Laborver¬

suchen), während die untere mit dem Index "d" für Jets mit gelösten

(dissolved matter) Partikeln steht (aus Literatur). Dichteströmungen, wie

2 GRUNDLAGEN 35

sie in Nachklärbecken existieren, dürften eher den Formeln der gelöstenStoffen entsprechen (vgl. auch Krebs, 1991b). Carstens und Mohan Rao

(1971) untersuchten den Jetaustritt aus Düsen mit einem Lochdurchmesser

Dl von 5, 6 und 7 mm und Partikeldurchmessern d zwischen 0.06 und 0.5

mm (immer homogene Suspensionen). Die Konzentrationen ihrer

Suspensionen waren in Gewichtsprozenten ausgedrückt 4 - 12 %, die

Anfangsgeschwindigkeit der Strahlen lag zwischen 110 und 270 cm/s und

das Quadrat der densimetrischen Froudezahlen Fd bei der Düse lagzwischen 17 und 90.

Unter Dichteeinfluss ist der Geschwindigkeitsabfall in der definierten

Strahlachse xi (Koordinaten xs/ys bzw. Xß/yü) durch folgende Formel

beschrieben (Kraatz, 1989):

um_

45.66

U KV"- (2-17)

Mit Laborversuchen in einem Becken von 5 m Länge, 1 m Breite und 2 m

Tiefe untersuchten Fernando et al. (1991) den Eintritt eines ebenen,

turbulenten, dichtebehafteten Jets in eine Schicht mit stabiler Dichte

(Salzlösung) mit einer Stärke von 0.6 m. Oberhalb dieser Schicht, in die

der Jet eingeleitet wurde, befand sich eine Schicht mit linear abnehmender

Dichte mit einer Stärke von 1 m. An der Grenze zwischen unterer und

oberer Schicht konnten typische Formen von Kelvin-Helmholtz-Instabilitä-

ten beobachtet werden.

Rajaratnam und Subramanyan (1985) studierten mit Modellversuchen die

Unterschiede zwischen Oberflächenjet und Oberflächenwassersprung.

Mit einer numerischen Simulation stellten Hansell et al. (1992) fest, dass

die peripheren Geschwindigkeitsschwankungen keine wesentliche Rolle

auf die Partikelverteilung in der Übergangszone eines runden Jets spielen.

36 2 GRUNDLAGEN

Verweilzeitverteilung

Im Gegensatz zu idealen Reaktoren weichen die Durchflussverhältnisse

und damit auch die Verteilung der Aufenthaltszeiten der Wasser- bzw.

Feststoffpakete in Nachklärbecken zum Teil ganz erheblich von den

idealen Verhältnissen ab. Theoretisch müsste bei homogener Verteilungder horizontalen Riessgeschwindigkeit u die Aufenthaltszeit jedes Wasser¬

paketes in einem Becken mit dem Volumen V und dem Durchfluss Q der

mittleren theoretischen Aufenthaltszeit 0

0 = V/Q (2.18)

entsprechen. Die einzelnen Wasserpakete weisen aber unterschiedliche

Verweilzeiten Teff auf, die in der Regel deutlich unter dem Wert 0 liegen.

Ein Verweilzeitspektrum, also die Häufigkeitsverteilung der einzelnen

Verweilzeiten, kann mit verschiedenen Grössen charakterisiert werden. Die

Beschreibung einer solchen Verteilung mit dem Mittelwert oder dem 1.

Moment Tm allein genügt nicht, da Tm theoretisch exakt dem Wert 0

entspricht. Mit Hilfe des 2. Momentes, der Streuung G2, und höherer

Momente kann ein Verweilzeitspektrum eindeutig beschrieben werden

(Gujer, 1992a).

Dass die Verweilzeit ein wesentlicher Parameter für die Effizienz eines

Absetzbeckens darstellt, stellten schon Babbit und Schlenz (1929) fest. Sie

untersuchten den Zusammenhang zwischen der mittleren Aufenthaltszeit 0

[Min] und der Ablaufkonzentration für die Vorklärung von Rohabwasser.

Für die Feststoffreduktion, also für das Verhältnis R in [%], das sich aus

Zulaufkonzentration Ca [ppm] und Ablaufkonzentration Ce [ppm]beschreiben lässt, ermittelten sie den folgenden Zusammenhang:

_(CA-CE)tnnaf_

(0 + 226)-C,R=v A

fc/100% =

C* 3.72.(C1+=SZ?V ^

Wittwer (1944), der Untersuchungen an einem Vorklärbecken

(Rechteckbecken mit einer Länge von ca. 61.5 m, einer Breite von ca. 13.2

m und einer Tiefe von 3.35 m) in den U.S.A durchführte, verallgemeinert

2 GRUNDLAGEN 37

mit seinen graphisch dargestellten Resultaten das Prinzip von Formel

(2.19) für alle Absetzbecken. Die untersuchten Feststoffkonzentrationen im

Zulauf lagen zwischen 50 und 300 [ppm].

Die Messung von Durchlaufzeiten von Klärbecken mit Hilfe von radio¬

aktiven Stoffen brachten Knop (1951a) zur Erkenntnis, dass flache Längs¬

becken besser als kurze, tiefe Rundbecken sind. Müller-Neuhaus (1952a)

führte einen Kennwert für Absetzbecken ein, indem er die Durchflusskurve

mit der Absetzkurve der zu sedimentierenden Partikeln kombiniert.

Da einzelne kleine Wasserpakete in einer Beckenströmung nicht verfolgt

werden können, beruhen alle Verfahren, die deren Verweilzeit ermitteln

sollen, auf der Markierung von Wasserpaketen mit Hilfe von Stoffen,

deren Bestimmung einfach und eindeutig ist. Die Markiersubstanzen

sollten in etwa die gleichen Transporteigenschaften haben wie der Becken-

zufluss, sie sollten die Durchmischungsprozesse nicht verändern und

keiner Reaktion im Beckenwasser unterworfen sein. Somit kommen für

den praktischen Einsatz eigentlich nur noch Salze, fluoreszierende Farb¬

stoffe oder radioaktive Tracer in Frage. Bei Salzen muss allerdings darauf

geachtet werden, dass der Dichteunterschied zur Trägerflüssigkeit

möglichst gering ist, damit die Markiersubstanz keine Dichteströmungenauslöst.

Die Verteilung f(teff) der Aufenthaltszeiten xeff in einer Kaskade von n

gleichen Rührkesseln mit konstantem totalem Volumen Vtot ist in Abb. 2.6

a) dargestellt (Gujer, 1992a). Die Lösung der n gekoppelten Differential¬

gleichungen

dCA.i_

n

für den ersten Reaktor: dt 0 '

(2.20)

dCA.i=

n_c

und für die Reaktoren 2 bis n: dt ©A,i_1 A>1

, (2.21)

lautet:

m)0 (n-1)! [e) nm

38 2 GRUNDLAGEN

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

biologisch leichtabbaubaren, gelösten organischen Inhaltsstoffen,

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¬

zufuhr (kg CSB/h)/Rücklaufschlammfracht (kg TS/h) günstige Verhält¬

nisse bezüglich des Absetzverhaltens entstehen.

Im Gegensatz zu Blähschlamm steht der Schlamm bei Schwimmschlamm

nicht im Wasserkörper, sondern steigt auf die Wasseroberfläche auf und

bildet dort eine Schlammdecke. Schwimmschlamm wird vorwiegend durch

ein massenhaftes Vorkommen von Fadenbildnern mit stark hydrophober

Zelloberfläche, vorwiegend nocardioformen Actinomyceten, verursacht.

Tenside als Beispiel von oberflächenaktiven Substanzen sind häufig die

Ursache von Schwimmschlamm (Lemmer, 1985). Da bei der Schwimm¬

schlammbekämpfung verschiedene Massnahmen wenig erfolgver¬

sprechende Resultate ergaben, wird in ATV (1988a) empfohlen, Schwimm¬

schlamm in erster Linie mechanisch mittels Schwimmschlammräumern zu

entfernen. Neben einer effizienten Schwimmschlammräumung ist auch

eine schonende Rücklaufschlammförderung entscheidend für die Vermei¬

dung von Schwimmschlamm (Kappeier et al, 1993a).

Hamilton et al. (1992) entwickelten basierend auf Henze et al. (1987) ein

numerisches Modell, das neben biochemischen Prozessen in Nachklär¬

becken auch die Schlammspiegelhöhe voraussagen kann. Sie stellten fest,

dass durch Vergleich der Voraussagen des Modells mit biochemischen

Reaktionen mit demjenigen ohne biochemische Reaktionen in Nachklär-

60 2 GRUNDLAGEN

becken pro Kubikmeter etwa 1 g N03-Stickstoff infolge Denitrifikation in

N2-Stickstoff umgewandelt wird.

2.3 DIMENSIONIERUNG VON NACHKLÄRBECKEN

2.3.1 Rückblick

Anfangs des 20. Jahrhunderts bestand die Auffassung, dass die

Reinigungsleistung von Absetzbecken einzig von der Beckenoberfläche

abhängig und völlig unabhängig von der Beckentiefe sei. Hazen (1904)

zeigte, dass die massgebende Grösse für ein Absetzbecken die

Flächenbeschickung qA, also das Verhältnis zwischen Beckendurchfluss

Q und Beckenoberfläche A, ist:

qA = Q/L-B = Q/A. (2.49)

Mit dieser Annahme ist auch verständlich, dass horizontale Zwischenböden

einer Verdoppelung der Effizienz von Absetzbecken gleichkommen. Abb.

2.14 verdeutlicht die Annahme von Hazen (1904), die gleichzusetzen ist

mit folgender Aussage: Für die Bemessung eines Absetzbeckens muss die

Flächenbeschickung qA kleiner sein als die Sinkgeschwindigkeit vs des

massgebenden Grenzkornes, damit 100 % dieser Partikel den Beckenboden

erreichen.

qA<vs (2.50)

SEI vTj 2u =r^

H

i

1

u

—

Lte.

Abb. 2.14:

Annahme, dass die Effizienz von Ab¬

setzbecken nur von deren Oberfläche

abhängt.

2 GRUNDLAGEN 61

Abb. 2.14 setzt für jede Partikelgrösse eine konstante Sinkgeschwindigkeit

vs voraus und verlangt zudem, dass die horizontalen Fliessgeschwindig¬

keiten u an jedem Punkt der nominellen horizontalen Fliessgeschwindig¬keit U

U = Q/BH (2.51)

entsprechen, dass also ein homogenes Geschwindigkeitsfeld vorhanden ist.

Diese Annahmen haben allenfalls bei der Dimensionierung von Sand¬

fängen und Vorklärbecken, bei denen die Sedimentation einzelner Partikel

im Vordergrund steht und keine Dichteströmungen existieren, ihre

Berechtigung. Bei der Dimensionierung von Nachklärbecken führen sie zu

zu kurzen Verweilzeiten und täuschen zu hohe Beckenleistungen vor.

Bereits Füller (1904) bemerkte in der Diskussion zu Hazen (1904), dass

die Absetzleistung nur theoretisch unabhängig von der Beckentiefe sei.

Die Erkenntnis, dass neben Oberflächenbeschickung auch die Aufenthalts¬

zeit ein wesentlicher Parameter in der Beckendimensionierung darstellt,

publizierte z. B. Camp (1936). Dabei stellte er anhand von Versuchen fest,

dass das Verhältnis der gemessenen mittleren Durchflusszeit zur theoreti¬

schen mittleren Aufenthaltszeit 0 mit zunehmender Froudezahl

F = u / ^g • h steigt:

0 = V/Q = LBH/Q = H/qA. (2.52)

Dass die gemessene mittlere Durchflusszeit geringer ist als die theoreti¬

sche, hat damit zu tun, dass die Messung nach einer endlichen Zeit, z. B.

2-0, abgebrochen wird. Es kann gezeigt werden, dass bei unendlich langer

Messung die mittlere Durchflusszeit immer 0 entspricht (Houtermans,

1951).

Erhöhte Froudezahlen haben eine stabilere Strömung zur Folge, führen

aber auch zu erhöhten Reynoldszahlen. Die Reynoldszahl sollte aber

einerseits wiederum möglichst gering sein, da eine erhöhte Turbulenz den

Absetzvorgang stört. Andererseits wird der Flockungsprozess durch

Turbulenz gefördert (Knop, 1966).

62 2 GRUNDLAGEN

Später zeigte auch Fitch (1957) mit Absetzversuchen, dass v. a. für

flockende Suspensionen die Aufenthaltszeit ein bedeutender Parameter ist.

Die Existenz von Dichteströmungen in Nachklärbecken und die damit

verbundene Walzenbildung hat Anderson (1945) durch Naturmessungenmittels Driftkörper nachgewiesen. Er empfiehlt, dass der Einfluss dieser

Dichteströmung durch bauliche und betriebliche Massnahmen verringertwerden sollte.

Zur Beurteilung der Leistungsfähigkeit von Absetzbecken definierte

Müller-Neuhaus (1952a) den Begriff des Absetzwirkungsgrades über die

Kombination von Durchfluss- und Absetzkurve. Dieses Prinzip ist

schematisch in Abb. 2.15 dargestellt. Wasserpakete, die den Ablauf rasch

erreichen, erhalten dabei mehr Gewicht als Pakete mit einer längerenVerweilzeit.

Durchflusskurve

wZeil

Absetzkurve

Zeit

Abb. 2.15:

RestverachmutzungWirkungsgrad eines Absetzbeckens als

Kombination aus Durchflusskurve und

Absetzkurve.

Zeit

Auch Müller-Neuhaus (1952b) bemerkte die zentrale Bedeutung der

Strömungskoagulation (orthokinetische Flockung) für die Abwasserreini¬

gung. Er empfiehlt nach Möglichkeit die Vorschaltung einer separaten

Rockungskammer. Die Bemessung von Absetzbecken soll in erster Linie

nach der kritischen Koagulationsdauer und erst in zweiter Linie nach der

Oberflächenbeschickung erfolgen.

2 GRUNDLAGEN 63

Trotz der Betonung des Einflusses der Flockung auf den Absetzvorgang,

vertritt Schmidt-Bregas (1957) die Auffassung, dass die Nachklärbecken¬

bemessung in den folgenden zwei Schritten geschehen soll:

1. Oberflächenbeschickung

2. Aufenthaltszeit.

Anzustreben seien möglichst geringe Reynoldszahlen und hohe Froude-

zahlen, die durch kleine Beckenquerschnitte und/oder Einbauten zu errei¬

chen sind. Diese Aussage verlangt im Prinzip möglichst lange und schmale

Becken. Die am besten funktionierenden Becken haben gemäss Schmidt-

Bregas (1957) eine Länge von 40 bis 70 m und eine Tiefe von 1.5 bis 2.5

m. Die starke Sohlströmung infolge der Dichteunterschiede will er mit

Quereinbauten bremsen. Für die tatsächliche mittlere Aufenthaltszeit Tm in

Nachklärbecken empfiehlt Schmidt-Bregas (1960) eine Zeit von 80

Minuten, damit akzeptable Ablaufwerte erreicht werden können. Seine

Untersuchungen ergaben einen Zusammenhang zwischen dem Feststoffge-halt im Ablauf TSe und der tatsächlichen mittleren Aufenthaltszeit Tm

(Abb. 2.16). Tm entspricht dabei derjenigen Zeit, die dem Abszissenab¬

stand des Schwerpunktes einer Durchflusskurve (vgl. Abb. 2.15)

entspricht, bei der die Versuchsdauer nach 2-0 abgebrochen wurde.

TSE[mg/l]

120

100

50

20

20 40 60 80 100 120 140 [min]

Abb. 2.16: Feststoffgehalt im Ablauf von Absetzbecken TSe m Funktion der tatsächli¬

chen mittleren Aufenthaltszeit Tm (nach Schmidt-Bregas, 1960).

lange Vorklärbecken

lange Nachklärbecken

nach Belebungsanlagerunde Nachklärbecken

nach Tropfkörperrunde Nachklärbecken

nach Belebungsanlage

lm

64 2 GRUNDLAGEN

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:

Klarwasserzonenhöhe:

hi = 0.5 m (2.68)

Trennzonenhöhe:

=

0.5-qA-(l + RV)2

1-VSV/l'OOOin[m] (2.69)

Speicherzonenhöhe:

h _

0.3•TSBB • ISV • 1.5 • qA • (1 + RV)_

0.45 • qsv • (1 + RV)3

500"*

500in [m](2.70)

Eindick- und Räumzonenhöhe:

h-TSBB.ISV.qA(1 + RV), qsv.(l + RV).tEin[m], (2.71)

wobei die Variable C in [1/m3] von der Eindickzeit tE in [h] abhängig ist:

C = 300 [lm-3.h-l]-tE + 500in [Im**]. (2.72)

Eindickzeiten über 2 Stunden sind grundsätzlich zu vermeiden. Zudem

muss angefügt werden, dass Eindickzeiten je nach Räumsystem eher

70 2 GRUNDLAGEN

theoretische Grössen sind, da infolge Aufwirbelungen bei Band- und

Schildräumer der Schlamm bedeutend länger im Nachklärbecken liegen

bleibt (Kalbskopf, 1973). Der Grund dafür liegt in den breiteren Aufent¬

haltszeitverteilungen der Hocken in der Schlammschicht. Die mittlere

Eindickzeit ist unabhängig von der Räumung.

Werden Nachklärbeckentiefen, die vor 20 Jahren dimensioniert wurden mit

solchen, die nach ATV (1991) berechnet wurden, verglichen, so fällt sofort

auf, dass die Becken immer tiefer werden. Tab. 2.2 zeigt die Entwicklungder Nachklärbeckentiefenbemessung über die letzten 20 Jahre. Die gesamte

Beckentiefe entspricht dabei immer der Summe der einzelnen Teiltiefen.

Bemessungnach:

Klarwas¬

serzone

Mm]

Trennzone

h2[m]SpeicherzoneMm]

Eindick- undRäumzone

h4[m]AfV(l975) >0.5 >0.5 ATSbb'Vbb'

ISV/500ATSbbISv/

1*000

AtV(l981und 1983)

>0.5 £0.5-1.0 ATSbb^Vbb-ISV/500A

(ATSbb - 0.3TSBb)

TSBBISV-(1+RV)/1'000 =VSV(1+RV)/

l'OOO

ATV (1991) >0.5 0.5qA(l + RV)

l-vsv/rooo

0.45qsv(l + RV) qsv(l + RV)tEc500

Billmeier

(1992)0.5 0.5qA(l + RV)

i-vsv/rooo

1.2 -qsv

l'OOO

qsv(l + RV)tEC

Tab. 2.2: Entwicklung der Bemessung der Nachklärbeckentiefe H im deutschen Sprach¬

raum.

Die Dimensionierungsrichtlinien von der ATV basieren auf Erkenntnissen

aus Forschungsarbeiten, die hier noch kurz vorgestellt werden.

An einer halbtechnischen Versuchsanlage (L-B-H = 18 ml m-1.75 m) auf

der Grosskläranlage Graz-Gössendorf entwickelte Ditsios (1982) für

Schlammindices ISV zwischen 80 und 150 ml/g eine Bemessungsformelfür die Summe der Trenn- und der Eindickzonenhöhe.

h2,4 = VSV-(l+RV)-(1.36-qA2 + 0.61-qA)/l'000 [m] (2.73)

2 GRUNDLAGEN 71

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

®

I i

5

mit 2 Schlitzwänden

Mit vorfabrizierten Betonelementen

_

-=-

L

»

® 1

1^

Ufi

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

beitragen sollen (Günther und Rosebrock, 1994).

I r-l 1-1 l-l

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Abb. 2.22: Massnahmen zur Strömungsverbesserung in Nachklärbecken (nach Hirsch,

1966).

a) Lochwand beim Einlauf und mehrere Ablaufrinnen in Zulaufnähe.

b) Dallas Uniflow Tank mit stark geneigter Beckensohle.

c) Lochwand beim Einlaufund vertikale Lochwand vor der Ablaufrinne.

d) Lochwand beim Einlauf und horizontale Plauen im Beckeninnern.

e) Zweistöckiges Becken.

f) Unterteilung mit vertikalen, eingehängten Wänden.

g) Geneigte Zwischenwände zur Reduktion der Sohlströmung.

88 2 GRUNDLAGEN

Die negativen Auswirkungen von Dichteströmen in Nachklärbecken

können sicherlich am wirksamsten mit Einbauten bekämpft werden

(Bender, 1988). Esler und Miller (1986) schlagen dazu Trennwände mit

horizontalen Schlitzen vor.

Der Einbau einer radialen Trennwand in der Mitte eines Rundbeckens

brachte bei den Naturuntersuchungen, die Crosby (1984) durchführte, eine

zusätzliche Reduktion des Schwebstoffgehaltes im Ablauf. Strömungs¬

messungen an runden Nachklärbecken (Durchmesser = 28, 35 bzw. 45 m),

die Schlegel (1990) mit einem Driftkörper durchführte, haben ebenfalls die

ausgeprägte Sohlströmung gezeigt. Durch den Einbau von konzentrisch

angeordneten Strömungsbremsen konnte der Riesswiderstand erhöht und

damit die Fliessgeschwindigkeit vermindert werden. Die Strömungs¬bremsen hatten etwa eine Höhe, die einem Drittel der Beckentiefe

entsprach. Auch Bretscher et al. (1992) und Krebs (1991b) berichten vom

Einsatz von festen Zwischenwänden als Strömungsbremsen. Es gilt dabei

allerdings zu bedenken, dass dieses System solange gut funktioniert, bis

der Schlammspiegel die Oberkante der Zwischenwand erreicht hat. Danach

wird im folgenden Beckenteil erneut eine Dichteströmung ausgelöst, die zu

Schlammabtrieb führen kann (Baumer et al, 1995).

Kawamura (1981) beschreibt Modellversuche, bei denen die Aufenthalts¬

zeitverteilungen in Absetzbecken mit durchlässigen Einbauten, die den

ganzen Nachklärbeckenquerschnitt abdecken, untersucht wurden. Bei den

Untersuchungen wurde das Becken in zwei, drei und vier Teilbecken

unterteilt. Es wurden verschiedene Arten von durchlässigen Wänden

untersucht: Wände mit Schlitzen, Wände mit rechteckigen Öffnungen und

Wände mit runden Öffnungen (versetzt und nicht versetzt). Die besten

Verhältnisse bezüglich Aufenthaltszeit wurden mit einem mit je einer

Lochwand beim Beckeneinlauf bzw. beim -auslauf und zwei Loch¬

wänden im Beckeninnern modifizierten Becken erreicht. Die Wand beim

Beckeneinlauf sollte dabei 2 - 2.5 m von der Einlauftauchwand entfernt

sein. Die besten Verhältnisse wurden mit Lochdurchmessern von 125 mm

und einem Lochflächenanteil von 6.5 % erreicht. Kawamura (1981)

empfiehlt daher Lochdurchmesser zwischen 10 und 15 cm und einen

Lochflächenanteil zwischen 6 und 8 %.

2 GRUNDLAGEN 89

Neuere Erkenntnisse aus hydraulischen Modellversuchen und theoreti¬

schen Überlegungen (Krebs, 1991b, Krebs et al, 1992 und Krebs, 1993)beschreiben ein Verfahren zur Dimensionierung von Lochwänden. Die

Dimensionierung erfolgt aufgrund der Forderungen nach turbulenter

Lochströmung (Reynoldszahl R > l'OOO) und wirksamer Flockungsan-regung (volumenbezogener mittlerer Geschwindigkeitsgradient nach der

Lochwand 10 s_I < Gl < 25 s-1)- Zudem sollte der Lochdurchmesser Dl,

um Verstopfungen zu vermeiden, mindestens 5 cm betragen. Die Dimen¬

sionierung ergibt den Lochdurchmesser Dl und den Lochflächenanteil t, =

Fl/Fnb- Fl steht für die Summe aller Lochflächen über einen Querschnittund Fnb steht für die Querschnittsfläche des Nachklärbeckens. Abb. 2.23

zeigt die graphische Lochwanddimensionierung nach Krebs (1991b)schematisch. Der zulässige Bereich für den Lochflächenanteil C, und den

Lochdurchmesser Dl ist schraffiert eingezeichnet.

t H.i

0.3

0.2

0.1

0

0 0.05 0.10 0.15 DL[m]

Abb. 2.23: Graphische Lochwanddimensionierung nach Krebs (1991b). Der empfoh¬lene Bereich für den Lochdurchmesser Dl und den Lochflächenanteil £ =

Fl/Fnb ist schraffiert eingezeichnet.

Verfahrenstechnik und Betrieb

Renner (1978) zeigte am rechteckigen Versuchs-Nachklärbecken der

Kläranlage Emschermündung, dass die stündlich zurücktransportierte

R=1000

Gl=10s~1

GL=20s"1

90 2 GRUNDLAGEN

Schlammenge bei einer optimalen Räumgeschwindigkeit des Schild¬

räumers von vr 0pt von 4 bis 5 cm/s maximal wird.

Da Schildräumer den Schlamm vor sich her schieben und die Strömungdurch ihren Energieeintrag massiv beeinträchtigen, wird der Absetz- und

Eindickvorgang gestört. Beim Saugräumer, der gemäss Günthert (1984b)

und Schlegel und Fürer (1985) vorzuziehen ist, sind diese Probleme dank

der schonenderen Schlammräumung deutlich geringer. Zudem haben

Saugräumer den Vorteil, dass der Schlamm weniger lange in der

Nachklärung liegen bleibt (Tekippe und Bender, 1987). Da andererseits

gegenüber hydraulischen Räumsystemen bei Schild- oder auch Band¬

räumern höhere Rücklaufschlammkonzentrationen entstehen können,

empfehlen Stukenberg et al (1983) genau das Gegenteil. Ideal wäre sicher

ein hydraulisches System, dass konzentrationsabhängig fördert und damit

die Vorteile von beiden Systemen ausnützt (Baumer et al, 1995).

Die Konzentration im Rücklaufschlamm variiert stark mit der Position des

Schildräumers, was sich aber in keiner Weise auf die Konzentration des

Belebtschlammes im Belebungsbecken auswirkt, die praktisch konstant

bleibt. Trotzdem empfehlen Fleckseder und Fruhwirt (1984) analogRenner (1978), den Zyklus der Räumung diesen Konzentrations¬

schwankungen anzupassen, was eine Verbesserung der Rücklaufschlamm¬

konzentration von 10 - 20 % ergeben würde.

Lumley et al. (1988) führten Naturversuche in Göteborg durch. Dabei

wurde der bestehende Kettenräumer des Rechteckbeckens durch einen

neuen ersetzt, dessen Balken auf dem Beckenboden hin- und zurückfahren

und somit keine Vertikalkomponente auf die Strömung wirkt. Als Resultat

konnten sie festhalten, dass der Absetzvorgang weniger gestört und die

Ablaufrinnenbelastung reduziert wurde. Lumley und Horkeby (1988) haben

mit dem Tracer Mangan nachgewiesen, dass bei grossen Schlammdicken

die Aufenthaltszeit des Schlammes bedeutend grösser ist als bei geringerenSchlammhöhen. Die Rückführung des Schlammes erfolgt bei geringen

Schlammhöhen rascher, als dass die Rüssigphase den Beckenablauf

erreicht. Dies weist darauf hin, dass Nachklärbecken nicht als Eindicker

verwendet werden sollen, da bei zusätzlicher Belastung dringend notwen¬

diges Volumen (Speicherraum) fehlt.

2 GRUNDLAGEN 91

Garret et al. (1984) konnten mit einem numerischen dynamischen Belebt-

schlammodell zeigen, dass eine Reduktion des Rücklaufverhältnisses bei

Regenwetter und eine Wiederbelüftung für die sechs runden Nachklär¬

becken der untersuchten Kläranlage in Houston den Betrieb verbessern

können. Diese Becken haben einen Durchmesser von 30.5 m und weisen

eine Beckenrandtiefe von 3 m auf. Der TSbb beträgt ca. 2.4 g/1. Die

kurzfristige Erhöhung des Schlammspiegels kann in Kauf genommen

werden, da nach Regenwetterzuflüssen grundsätzlich wieder mehrtägige

Trockenwetterperioden folgen. Es konnte mit Naturversuchen bestätigt

werden, dass selbst Rächenbeschickungen von bis zu 4 m/h noch nicht zu

Schlammabtreiben führten.

Mit einer numerischen Simulation zeigt Botsch (1990), dass bei Rund¬

becken mit 3 Räumerarmen bessere Verhältnisse als nur mit einem zu

erreichen sind. Zu derselben Erkenntnis kommt auch Schlegel (1990) mit

seinen Naturmessungen.

Die Resultate aus einem numerischen Simulationsmodell von Wolf (1989und 1990) haben gezeigt, dass eine zuflussabhängige Rücklaufregelung

weniger wichtig ist, als ein auf die Leistung der Schlammräumung

abgestimmter Rücklauf (Vermeidung von Rücklaufschlamm-Kurz-

schlussströmen im Nachklärbecken).

2.4.4 Verbesserungen am Beckenablauf

Die Abläufe von Nachklärbecken sind meistens in der Form von Zacken¬

rinnen ausgebildet und befinden sich bei Rechteckbecken im hinteren

Beckenteil bzw. am Beckenende. Bei Rundbecken, die von innen nach

aussen durchströmt werden, liegen sie ebenfalls am Beckenrand. Parker

(1983) empfiehlt allerdings die Ablaufrinnen in Beckenmitte zu plazieren,da so nur ein Minimum an Schwebstoffen in den Nachklärbeckenablauf

gelangen könne. Auch Günthert (1985) erwähnt, dass zu nahe am

Beckenrand oder mit zu geringem Abstand zueinander angeordnete Über¬

laufkanten zu unerwünschten Sogströmungen und damit zu erhöhtem Fest¬

stoffgehalt im Ablauf führen können.

92 2 GRUNDLAGEN

Schon Pöpel und Weidner (1963) erwähnen, dass die Konstruktion und

Länge der Ausläufe eine möglichst sogfreie Entnahme gewährleistenmüssen. Damit die Sogwirkung des Ablaufs nicht zu gross wird, sind in

Dimensionierungsrichtlinien Grenzwerte der Beschickungsrate pro Meter

Kantenlänge angegeben. Bei den Untersuchungen von Crosby (1984)reduzierte eine horizontale Wand unterhalb des peripheren Ablaufs bei

einem runden Nachklärbecken den Schwebstoffgehalt im Ablauf um 38 %.

Auch van Marie und Kranenburg (1994) empfehlen diese Massnahme, um

die Sogwirkung des Ablaufes zu verhindern.

Mit Messungen an einem 33 m langen, 6.5 m breiten und 3.05 m tiefen

Nachklärbecken versuchten Schlegel und Fürer (1985), dass das bei

Trockenwetteranfall befriedigende Ablaufwerte liefernde 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

mehr vorhanden ist.

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Schlammkonzentration

[mg/1]

1

— N^o^^ —

6000

—

I I I 1 1 1 1 1 1

10 20 30 40 50 60 70

Kolonnendurchmesser [ cm ]

80 90

Abb. 3.3: Einfluss des Kolonnendurchmessers von Absetzzylindern auf die Absetzge¬

schwindigkeit von Belebtschlamm (aus Boller, 1992b).

3 VERSUCHSANLAGE 99

Eine in Graz errichtete abwassertechnische Versuchsanlage im halbtechni¬

schen Massstab diente verschiedenen Forschungsarbeiten im Bereich

Belebungsbecken-Nachklärbecken als Hilfsmittel (Ditsios, 1982,1984 und

1988, Geiger, 1982, Kainz, 1991, Kauch und Ditsios, 1988). Ditsios (1982)

weist bereits auf die gewählte Wassertiefe des Versuchs-Nachklärbeckens

in Graz von 1.75 m hin, die nötig sei, damit die Ergebnisse seiner

Untersuchungen wenigstens in ihrer Tendenz auf Grosskläranlagen über¬

tragen werden können. Mit einer Nachklärbeckenlänge von 18 m war man

in Graz bestrebt, ein vernünftiges Verhältnis zwischen Beckentiefe zu

Beckenlänge zu erhalten. Für die Versuchsanlage auf der KläranlageWerdhölzli soll die Beckentiefe möglichst derjenigen von Naturbecken

entsprechen.

Die erwähnten Überlegungen und die vorhandenen Platzverhältnisse im

Chemikalienlager Süd auf der Kläranlage Werdhölzli begünstigten die

Projektierung eines rechteckigen Versuchs-Nachklärbeckens mit einer

Länge L von 15 m, einer Breite B von 1 m und einer maximalen Wasser¬

tiefe H von 3 m.

3.2.2 Denitrifikation im Nachklärbecken

Die Kläranlage Werdhölzli ist eine über das ganze Jahr hindurch nitrifizie-

rende Anlage. In einem zweistufigen Prozess wird Ammonium (NH4+)über Nitrit (NO2") zu Nitrat (NO3") oxydiert. Die folgenden beiden

Reaktionen charakterisieren diesen Prozess (Gujer, 1992b):

1. Reaktion: NILt+ + 1.5 02 -» NÜ2- + H20 + 2 H+

durch Nitrosomonas Arten

2. Reaktion: NO2" + 0.5 O2 -> NO3'

durch Nitrobakter Arten

Sämtliche sechs Belebungsbecken des Anlageteils Nord sind seit dem

Jahre 1995 für einen Betrieb mit vorgeschalteter Teildenitrifikation umge¬

baut. Für den Anlageteil Süd ist dieser Umbau noch nicht erfolgt. Trotz¬

dem kommt es vor allem in der wärmeren Jahreszeit in den Belebungs¬becken der Stufe Süd in geringem Ausmass zu einer teilweisen Denitrifi-

100 3 VERSUCHSANLAGE

kation. Es wird in einem zusätzlichen mikrobiologischen Prozess Nitrat zu

Stickstoff (N2) reduziert.

Während bei der Nitrifikation noch kein Stickstoff aus dem Abwasser

entfernt wird, sondern lediglich von einer unerwünschten, Sauerstoff

zehrenden, für Fische giftigen Form (Ammonium = NH4+, Ammoniak =

NH3; Umwandlung von NÜ4+ in NH3 ab einem pH-Wert von ca. 6.5) in

eine weniger unerwünschte, oxydierte Form (Nitrat) übergeführt wird,

erfolgt die eigentliche Elimination von Stickstoff erst bei der Denitrifika¬

tion. In diesem Sinne kann die Denitrifikation sicher als sehr erwünschter

Vorgang betrachtet werden. Erfolgt die Denitrifikation allerdings nur

teilweise oder läuft sie im Belebungsbecken nur unvollständig ab, so muss

damit gerechnet werden, dass Stickstoffgas ins Nachklärbecken gelangtund dort, sobald die Summe aller Partialdrücke der gelösten Gase den

absoluten Druck übersteigt, ausgeschieden wird. Im Nachklärbecken

können sich ausgeschiedene Stickstoffblasen an Belebtschlammflocken

anhaften und diese an die Oberfläche transportieren. Der Absetzvorgangkann dadurch verhindert oder sogar verunmöglicht werden. Unerwünschter

Schwimmschlamm ist die Folge davon.

Dank der grossen Beckentiefe von fast 5 m besteht das oben beschriebene

Problem bei den Nachklärbecken der Kläranlage Werdhölzli praktischnicht. Da aber trotz bedeutend geringerer Beckentiefe des Versuchs-Nach¬

klärbeckens mit demselben Belebtschlamm der Kläranlage Werdhölzli

gearbeitet wird, wird diesem Problem wie folgt begegnet: In einem dem

Versuchs-Nachklärbecken vorgeschalteten, belüfteten Mischbecken wird -

sofern nötig - Stickstoffgas, das durch den Denitrifikationsvorgang im

Belebungsbecken 2 Süd der Kläranlage Werdhölzli gebildet wurde,

ausgeblasen, sodass dieses im Nachklärbecken nicht mehr an die

Wasseroberfläche aufsteigen kann und der Versuchsbetrieb nicht praktisch

verunmöglicht würde.

Mit Hilfe von Absetzversuchen, die an sehr sonnigen Sommertagen auf der

Kläranlage Werdhölzli durchgeführt wurden und mit Hilfe von Boller

(1992a) und Gujer (1982) konnte die erforderliche Aufenthaltszeit bzw.

das Volumen des vorgeschalteten, belüfteten Mischbeckens zum Strippenvon Stickstoff abgeschätzt werden. Der zylindrische Behälter hat einen

3 VERSUCHSANLAGE 101

Durchmesser von 3 m und eine Höhe von 1.6 m. Sein Nutzinhalt beträgt jenach Freibord etwa 10m3.

Die Absetzversuche im 0.75 bzw. 1.5 m hohen Absetzzylinder mit einem

Innendurchmesser von 28 cm (vgl. Kapitel 4) haben gezeigt, dass das

Problem zwar vorhanden ist, aber nicht als allzu dramatisch beurteilt

werden kann. Mit verschiedenen Belebtschlammkonzentrationen konnte

festgestellt werden, dass Schlammauftreiben infolge Denitrifikation erst ca.

70 Minuten nach Beginn des Absetzversuches einsetzt. Schon bei nur

leicht nachlassendem Sonnenschein haben sich aber auch die aufschwim¬

menden Schlammflocken wieder abgesetzt und wurden nur zum Teil bei

grösserer Hitze wieder an die Oberfläche mitgerissen. Abb. 3.4 zeigt den

verwendeten Messzylinder mit aufsteigenden Schlammfetzen infolge Deni¬

trifikation.

Wie die Erfahrungen aus den Versuchsdurchführungen bestätigt haben, ist

dank den folgenden Faktoren Schlammauftreiben infolge Denitrifikation

im Versuchs-Nachklärbecken weniger wahrscheinlich oder tritt erst viel

später auf als bei den Absetzversuchen (vgl. auch Henze et al, 1993):

- Die Wassertiefe im Versuchsbecken ist doppelt so hoch wie

diejenige im Absetzzylinder. Die Löslichkeit von Stickstoff ist also

entsprechend grösser.

- Das Versuchsbecken befindet sich in einer relativ dunklen,

geschlossenen Halle. Die direkte Sonneneinstrahlung bei den

Absetzversuchen begünstigte das Auftreiben von Schlammfetzen.

- Die Absetzversuche werden definitionsgemäss mit stehendem

Wasser durchgeführt. Beim Versuchsbecken hingegen fliesst das

Abwasser, und zudem wird eine kontinuierliche Schlammräumunggewährleisten, dass der abgesetzte Schlamm nicht auf dem

Beckenboden liegenbleibt.

Aus diesen Gründen soll der Versuchsbetrieb auch durch eine direkte

Zuleitung vom Verbindungskanal zwischen Belebungs- und Nachklär¬

becken 2 Süd auf das Versuchs-Nachklärbecken möglich sein. Grund¬

sätzlich wird nicht über das vorgeschaltete Mischbecken gefahren, um den


Versuchsbetrieb nicht unnötig zu erschweren. Erst wenn die Absetzver¬

suche durch massives Auftreten von Schwimmschlamm infolge Denitrifi¬

kation verunmöglicht werden, wird über das vorgeschaltete Mischbecken

gefahren und Stickstoff ausgeblasen.

Abb. 3.4: Aufsteigende Schlammfetzen infolge Freisetzung von Stickstoffgas, das

durch Denitrifikation im hinteren Teil der Belüftungsbecken der Kläranlage

Werdhölzli entstanden ist. (VAW-Archivnr.: 43/36/31)

3.2.3 Anordnung der gesamten Versuchsanlage

Die im Chemikalienlager Süd vorhandenen Platzverhältnisse und die

erforderlichen Abmessungen des rechteckigen Versuchs-Nachklärbeckens

(L = 15 m, B = 1 m und H = 3 m) bestimmen die Lage der Versuchsanlage

in der Situation. Der Belebtschlamm wird vom Verbindungskanal des

Belebungs-/Nachklärbeckens 2 Süd der Hauptstufe der Kläranlage

Werdhölzli in das oben erwähnte vorgeschaltete, belüftete Mischbecken

oder direkt auf die eigentliche Versuchsanlage geleitet. Abb. 3.5 zeigt die

Verhältnisse schematisch. Sowohl das gereinigte Abwasser als auch der


Rücklaufschlamm können über eine Polyäthylenleitung (0 = 160 mm), die

in den Pumpensumpf der Filtrationsanlage der Kläranlage Werdhölzli

führt, zurückgegeben werden.

Vorgeschaltetes,belüftetes

Mischbecken

\W Versuchs-Nachklärbecken

(Wassertiefe: 3.00m)

Belebungsbecken der

Hauptstufe Süd

Legende: ® Überfallmesskasten Ablauf

0) Zulauf zum Mischbecken ® Rücklaufschlammabzug(2) Zulauf zum Versuchs-Nachklärbecken

® Uberfallmesskasten(3) Induktive Durchflussmessung (IDM) Rücklaufschlamm

(4) Schieber (gesteuert) ® Rückgabeleitung

Abb. 3.5: Schema der Versuchsanlage im Chemikalienlager Süd der Kläranlage Werd-

hölzli/Zürich in der Situation.

3.2.4 Detailprojekt Versuchs-Nachklärbecken

Das Versuchs-Nachklärbecken, im Prinzip eine 1 m breite Rinne, wurde in

Elementbauweise hergestellt. Statik, BauVorgang, Montage und ein mögli¬cher, späterer Abbruch werden durch diese Lösung begünstigt. Einzelne

Beton- und Glaselemente sind die wesentlichen Bauteile des Versuchs-

Nachklärbeckens.

Die Rinne besteht aus 16 rahmenartigen Haupttragelementen, die vor Ort

geschalt, armiert und betoniert wurden und anschliessend mit Hilfe eines

vorgängig installierten Krans an ihre entsprechende Position gesetzt


wurden. Zugstangen im oberen Bereich der Rahmen verhindern zu grosse

Deformationen und ermöglichen erst vernünftige Abmessungen.

Ein verhältnismässig kleiner Schlammtrichter ist zwischen den ersten

beiden Rahmen.eingehängt, zwischen den übrigen Rahmen sind vorfabri¬

zierte Bodenplatten von je 2 m Länge eingebaut. Die Neigung der

Schlammtrichterwände entsprechen gängigen 60°. Die Seitenwände mit

einer Spannweite von 1 m wurden ebenfalls in einem Betonwerk vorfabri¬

ziert und anschliessend mit Hilfe des bereits erwähnten Krans zwischen die

Haupttragelemente, die Rahmen, eingebaut. Auf der einen Längsseite ist

jedes zweite Wandelement eine Glasplatte, um die Strömungsphänomenebeobachten zu können.

3.3 BAU

Der Bau der Versuchsanlage im Chemikalienlager Süd der KläranlageWerdhölzli wickelte sich in verschiedenen Phasen ab, die nachfolgend auf¬

gelistet sind:

1. Herstellung des Unterbaus für das Mischbecken und Montage des

Mischbeckens.

2. Montage der Kranbahn, die zur Erstellung des Versuchs-

Nachklärbeckens benötigt wurde.

3. Betonarbeiten Versuchs-Nachklärbecken.

4. Einbau der Glasscheiben beim Versuchs-Nachklärbecken.

5. Abdichten des Versuchs-Nachklärbecken.

6. Montage der Messschienen beim Versuchs-Nachklärbecken.

7. Erstellen der Rohrleitungsverbindungen.8. Herstellen und Montage der Einlauftauchwand.

9. Herstellung und Montage des Kettenräumers.

10. Installation der Messinstrumente und der Messketten.

Der Einlauf des Versuchs-Nachklärbeckens, ein unter Druck stehendes

Zulaufrohr mit einem Durchmesser von 150 mm, scheint eher einem

Vorklärbeckeneinlauf ähnlich, musste aber in dieser Art gestaltet werden,

da der Zulauf infolge der örtlichen Verhältnisse unter Druck erfolgt.


Nachklärbeckeneinläufe in Natur sind häufig Überläufe mit anschliessen¬

der Tauchwand oder die Verbindung zwischen Belebungsbecken und

Nachklärbecken wird durch Öffnungen in der Trennwand (Schlitze, Löcher

o. ä.) zwischen Belebungsbecken und Nachklärbecken gemacht. Durch die

Prallwand beim Versuchs-Nachklärbecken sollen naturähnliche Einlauf¬

situationen simuliert werden können. Die Lage dieser Einlaufprallwandkann sowohl in der Rinnenlängsachse auf dem ersten Meter beliebig

positioniert werden als auch in ihrer Höhe variiert werden. Damit können

verschiedene Zulaufhöhen simuliert werden.

Als Räumsystem wurde ein Kettenräumer gewählt, ein System, das in der

Schweiz bei rechteckig längsdurchströmten Horizontalbecken sehr häufigim Einsatz steht. Die Räumbalkenhöhe beträgt hr = 15 cm und der Räum¬

balkenabstand ar = 4 m. Die Räumgeschwindigkeit vr kann mit Hilfe eines

Frequenzumrichters, der den Antriebsmotor ansteuert, zwischen 1 und 6

cm/s variiert werden; grundsätzlich wird mit vr = 2 cm/s gefahren. Diese

Werte wurden mit Hilfe von ATV (1988b) und Geiger (1982) ermittelt.

Nach Möglichkeit wurden immer mittlere Werte gewählt. Da der Ketten¬

räumer aus konstruktiven Gründen den hintersten Meter des Versuchs-

Nachklärbeckens, also zwischen ca. x = 14.00 und x = 15.00 m, nicht

bestreicht, wurde in jenem Bereich eine schräge Platte mit einer Neigungvon ca. 50° eingebaut, damit abgesetzter Belebtschlamm in den Bereich

des Kettenräumers abrutschen kann (Abb. 3.7).

Der Beckenablauf befindet sich auf den hintersten beiden Metern am

Beckenende. Er ist in Form eines Zackenüberlaufs U-förmig ausgebildet.Die gesamte Ablaufrinnenlänge beträgt somit ca. 5 m.

Um die Begehung der Anlage zu erleichtern wurde ein Steg errichtet. Für

die Messung des Nachklärbeckenabflusses und des Rücklaufschlamm¬

flusses wurden zwei Messkästen eingebaut.

Abb. 3.6 zeigt das beschriebene Versuchs-Nachklärbecken im Grundriss,auf Abb. 3.7 ist die Ansicht dargestellt. Auf Abb. 3.8 ist eine Aufnahme

des Versuchs-Nachklärbeckens entgegen der Fliessrichtung zu sehen (vgl.auch Abb. 3.2).


in

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Versuchs-Nachklärbeckens.

des

Ansicht

3.7:

Abb.

Grundriss.

im

Versuchs-Nachklärbecken

Das

3.6:

Abb.

Versuchs-Nachklärbecken

(7)

Rücklaufschlamm

Über

fall

mess

kast

en®

(geste

uert

)Schieber

(6)

Rücklaufschlammabzug

®Du

rchf

luss

mess

er)

(Induktiver

IDM

(5)

Rückgabeleitung

®Versuchs-Nachklärbecken

zum

Zulauf

(4)

Beckenablauf

Über

fall

mess

kast

en®

Mischbecken

(3)

Ablaufrinne

®Mischbecken

zum

Zulauf

(2)

(Zür

ich)

Werdhölzli

Klär

anla

geder

Nachklärbecken

zum

Belüftungsbecken

vom

Zulaufkanal

Q\Legende:

Kettenräumer

®


Abb. 3.8: Das Versuchs-Nachklärbecken im Chemikalienlager Süd der Kläranlage

Werdhölzli/Zürich. Die Blickrichtung ist der Fliessrichtung wie bei Abb. 3.2

entgegengesetzt. (VAW-Archivnr.: 45/85/8)

3.4 MESSGRÖSSEN

Um die Verbesserung der Strömungsverhältnisse in Nachklärbecken und

die Effizienz von Sanierungsmassnahmen an bestehenden Anlagen quanti¬

tativ beurteilen zu können, sind an der oben beschriebenen Versuchsanlage

im Rahmen der vorliegenden Untersuchung verschiedene Messgrössen

ermittelt worden. Auf diese soll kurz einzeln eingegangen werden.

Abb. 3.9 gibt einen schematischen Überblick der Messorte und Mess¬

grössen im Versuchs-Nachklärbecken.

Im Zulauf zum Versuchs-Nachklärbecken (Bereich 1) wird der Beckenzu¬

fluss Qo (= Q + Qrs) in [1/s] und der Trockensubstanzgehalt TSbb in

[kg/m3l gemessen.

Im Beckeninnern (Bereich 2) wird an verschiedenen Stellen im Längs¬

schnitt in Beckenmitte die horizontale Fliessgeschwindigkeit u der Belebt¬

schlammflocken in [cm/sl gemessen. Neben diesen vertikalen Geschwin-


digkeitsprofilen in Beckenmitte werden zum Teil über den Trocken¬

substanzgehalt TSbb in denselben Schnitten Dichteprofile erfasst. Die

Schlammspiegellage, die optisch durch die Glasscheiben ermittelt werden

kann, ist ein zusätzliches Hilfsmittel, das die Wirkung von Verbesse-

rungsmassnahmen quantifizieren kann. Obwohl grundsätzlich mit einer

Räumgeschwindigkeit von vr = 2 cm/s gefahren wird, ist auch dies eine

Grösse, die während des Versuchsbetriebes angepasst werden kann. Die

Erfassung der Luft- und Wassertemperatur mit einem Thermometer soll

über die Temperaturverhältnisse in der Halle Auskunft geben.

Abb. 3.9: Schematischer Überblick der Messorte und Messgrössen am Versuchs-

Nachklärbecken.

Qo = totaler Nachklärbeckenzufluss

Q = Nachklärbeckendurchfluss

Qrs = Rücklaufschlammfluss

TSbb= Trockensubstanzgehalt im Zulauf

TSrs= Trockensubstanzgehalt im Rücklaufschlamm

TSe = Trockensubstanzgehalt im Nachklärbeckenablauf

hs = Schlammspiegellage

u = horizontale Fliessgeschwindigkeit

vr = Räumbalkengeschwindigkeit

Im Beckenauslauf (Bereich 3) werden neben dem Abfluss Q in [1/s] (=

Beckendurchfluss) der Schwebstoffgehalt TSe in Trübungseinheiten

Formazin [TE/Fl erfasst. Dieser wird kontinuierlich gemessen und


registriert, um die Wirkung von Belastungsstössen beurteilen zu können

und um allfällige Schwankungen, die mit einer Momentaufnahme verloren

gehen, aufnehmen zu können.

Anschliessend an den Schlammtrichter am Beckenanfang (Bereich 4)werden der Rücklaufschlammfluss Qrs und der Schlammgehalt TSrs

gemessen.

Die bezüglich Beckendurchfluss Q massgebende Grösse für die Versuchs¬

einstellung ist die Flächenbeschickung

qA = Q/(LB) = Q/A. (3.1)

Für sämtliche Versuche wurden Hächenbeschickungen von 0.5, 1.0 oder

2.0 m/h gewählt. Damit ist gewährleistet, dass die Hazenzahl Ha

Ha =-§— (3.2)UH

K J

auch für andere Beckenlängen dieselbe wäre. In Formel (3.2) steht vs für

die Sinkgeschwindigkeit der Belebtschlammflocken, L für die Becken¬

länge und H für die Beckentiefe. Die nominelle HorizontalgeschwindigkeitU entspricht dem Quotienten aus Durchfluss und Querschnittsfläche Fnb:

U = Q/Fnb = Q/(B-H). (3.3)

3.4.1 Durchflussmessung

Der Zufluss Qo zur Versuchsanlage wird mit einem Induktiven Durch¬

flussmesser (IDM) der Marke Altoflux von der Firma Krohne gemessen.

Der Fehler dieses Messgerätes ist dabei je nach Riessgeschwindigkeit im

Messquerschnitt von der Querschnittsfläche oder vom Durchfluss kom¬

biniert mit dem Messbereichsendwert abhängig. Für die untersuchten Zu¬

flüsse Hegt er bei maximal 1.25 %.

Da die Druckverhältnisse vom Verbindungskanal zwischen dem Bele¬

bungsbecken und dem Nachklärbecken 2 Süd der Kläranlage Werdhölzli


variabel sind, wird der, Zufluss zur Versuchsanlage über einen Schieber

geregelt. Die Regelung dieses Schiebers erfolgt mit Hilfe eines

Programms, das unter LabView/Macintosh läuft.

Der stationäre Abfluss Q und der Rücklaufschlammfluss Qrs werden mit

Überfallkästen gemessen. Es handelt sich dabei um eingeschnürte

Rechtecküberfälle, sogenannte Poncelet-Überfälle. Die Wasserspiegel¬

höhenablesung erfolgt mit Hilfe eines Stechpegels am korrespondierenden

Pegelkästchen. Die Steuerung des Rücklaufschlammflusses erfolgt mit

einem Handschieber.

3.4.2 Fliessgeschwindigkeiten

Die horizontalen Fliessgeschwindigkeiten im Beckeninnern wurden mit

einem Ultraschallsensor der Firma NIVUS AG erfasst. Der speziell für

diese Untersuchung gefertigte Sensor LIDO ist in Abb. 3.10 zu sehen.

Abb. 3.10:

Ultraschallsensor der Firma NIVUS AG

zur Erfassung der horizontalen Fliessge¬

schwindigkeiten im Beckeninnern.

,„.npi».rt«.(VAW-Archivnr.: 49/75/10)

mm 1 2 3 .uU>» A 5

iiiiliiiiliiiiliiiilimlimlmilmimiilmmmlii

Die Ultraschallmessung des verwendeten Geschwindigkeitsmessgerätesbasiert auf dem Dopplerprinzip. Die Doppler-Formel lautet bekanntlich:

fi=f0-(l+2.u/c), (3.4)


wobei fi die Empfangsfrequenz, fo die Sendefrequenz, u die Fliessge¬

schwindigkeit in Transducerrichtung und c die Schallgeschwindigkeit im

Wasser = 1480 m/s bezeichnen.

Die Frequenzdifferenz fi - fo, die der Fliessgeschwindigkeit u = 1 m/s

entspräche, muss beim hier eingesetzten Gerät als Parameter eingegebenwerden. Für den Geschwindigkeitsbereich von 0-20 cm/s beträgt diese

Frequenzdifferenz fi - fo = 847 s_1. Dies ergibt eine relativ niedrige Sende¬

frequenz von etwa 615 kHz.

Die Geschwindigkeit sollte einerseits möglichst nahe am Sensor gemessen

werden, weil dann die Echos durch die dazwischen liegenden Teilchen

weniger abgeschwächt werden, andererseits muss die Entfernung minde¬

stens so gross sein, dass die Strömung durch den Transducer nicht gestört

wird. Das Messvolumen, bei dem die vom Sender gesendeten Schallwellen

reflektiert werden, befindet sich 40 - 100 mm, die Kernzone 70 mm, vor

dem Sensorkopf.

Der Vorteil des Messgerätes von der Fa. NIVUS AG gegenüber demjeni¬

gen von Scheiwiller (1986) und Hermann (1990) benutzten hegt darin, dass

die Partikelkonzentration, die für die Schallwellenreflexion notwendig ist,

sehr viel geringer sein kann. Beim NIVUS-Gerät genügt die Partikelkon¬

zentration von Trinkwasser, während beim Gerät von Scheiwiller (1986)

und Hermann (1990) Konzentrationen im oberen Nachklärbeckenbereich

kein Signal mehr anzeigen. Jenes Instrument kam daher bei der jetzigen

Konfiguration für einen Einsatz im Versuchs-Nachklärbecken nicht in

Frage.

Für den in Nachklärbecken massgebenden Geschwindigkeitsbereich von 0

- 20 cm/s sind in der unten gezeigten Abb. 3.11 die Schleppkanalresultate

aufgetragen. Im Bereich 0-20 cm/s wird eine Genauigkeit von + 5 % FS

(= Füll Scale), also + 5 % vom Messbereichsendwert, erreicht. Der

Vergleich von Zeitreihen der horizontalen Fliessgeschwindigkeiten und

Videoaufnahmen im Versuchs-Nachklärbecken hat allerdings gezeigt, dass

diese Genauigkeit bei sehr kleinen Geschwindigkeiten, wie sie im oberen

Bereich von Nachklärbecken typischerweise vorkommen, eher im Bereich

von + 10 % FS liegt. Mit Driftkörpermessungen konnte Ueberl (1994) im

Vergleich dazu eine Messgenauigkeit bei Geschwindigkeiten über 8 mm/s


von + 1 mm/s (< + 12.5 %) und bei kleineren Fliessgeschwindigkeiten von

+ 2 mm/s (> + 25 %) erreichen. Mit dieser Methode lassen sich allerdings

nur über eine Wegstrecke gemittelte Werte erfassen; auf zeitabhängigePhänomene kann nicht eingegangen werden.

_±\I y

^r

j0 5 10 15 20

ueU1 ,. ,

[cm/s]Schleppkanal

L J

Abb. 3.11: Resultate der Eichmessungen aus dem Schleppkanal für das verwendete

Fliessgeschwindigkeitsmessgerät.

3.4.3 Schlammkonzentrationsmessung

Die Schlammkonzentrationsmessung sowohl zur Bestimmung des

Trockensubstanzgehalts des Zulaufs TSbb [kg/m3] als auch zur Bestim¬

mung des Trockensubstanzgehalts im Rücklaufschlamm TSrs [kg/m3]

erfolgte grundsätzlich analytisch im Labor der Kläranlage Werdhölzli. Eine

Schlammkonzentrationssonde HS 1 der Firma Dr. Lange GmbH, wurde

zum Teil zur raschen Kontrolle dieser Messdaten verwendet. Diese Sonde

arbeitet nach dem Streulichtverfahren (Messwellenlänge 875 nm). Sie

wurde ebenfalls für die tieferen Bereiche im Beckeninnern, in denen hohe

Schlammkonzentrationen auftreten, verwendet. Die Genauigkeit dieses

Messgerätes beträgt je nach Schlamm etwa + 5 %.

Da bei sämtlichen optischen Trübungsmessgeräten die Dichtebestimmungindirekt erfolgt, sind Eichmessungen erforderlich. Obwohl die Anzeige des

Messgerätes zwar in [gA] erfolgt, ergab die Laboranalyse der einzelnen


Belebtschlammproben einen spezifischen Zusammenhang zwischen

Messgeräteanzeige und effektiver Konzentration. Bei den Eichmessungen

wurden mit einem kleinen Rührwerk in einem Gefäss (10 1 Inhalt)

homogene Schlamm-Wassermischungen hergestellt und zum entsprechen¬den angezeigten Wert eine Doppelprobe im Labor analysiert. Diese

Messungen haben gezeigt, dass die Umrechnung am besten mit einer

linearen Funktion abgebildet werden kann (Abb. 3.12). Für die Umrech¬

nung der mit dem Schlammkonzentrationsmessgerät HS 1 ermittelten

Daten wurde die folgende Korrelation verwendet:

TS [kg/m3] = -0.0211 + 1.18-TS (Anzeige Messgerät). (3.5)

0 5 10 15

Anzeige Messinstrument ["g/l"]

Abb. 3.12: Eichkurve für das Schlammkonzentrationsmessgerät HS 1 der Firma Dr.

Lange GmbH.

3.4.4 Trübungsmessung

Für die Bestimmung der Trübung im Beckeninnern wurde für die oberen

Bereiche, in denen sehr geringe Schlammkonzentrationen auftreten, eine

Trübungssonde HT 1 der Firma Dr. Lange GmbH verwendet, die ebenfalls

nach dem Streulichtverfahren (Messwellenlänge 875 nm) arbeitet. Die


Genauigkeit beträgt + 2 % für Trübungen, die kleiner als 20 [TE/F] sind.

Analoge Eichmessungen wie in Kapitel 3.4.3 zeigen, dass die Korrelation

für die vorhandenen Belebtschlammflocken am besten einem Polynom 3.

Grades gehorcht (Abb. 3.13). Für die Umrechnung der mit dem Trübungs¬

messgerät HT 1 ermittelten Daten wurde die folgende Korrelation

verwendet:

TS [mg/1] = -4.12 + 3.7-TS - 0.0101TS2 + 0.000106TS3, (3.6)

wobei der Schwebstoffgehalt auf der rechten Seite von Gleichung (3.6) in

[TE/F] einzusetzen ist.

1 £.\j{j | 7 i'

i' ' |""

i'

i-

i i | i i i i [ i i i r—

1000 - | | { /-

800 | 1 \-J- -

£ 600- [ /\£ I / I

400 - | j/- }

200 - - L^~- j I -

0 50 100 150 200

Anzeige Messinstrument [TE/F]

Abb. 3.13: Eichkurve für das Trübungsmessgerät HT 1 der Firma Dr. Lange GmbH.

Für die Ermittlung des Schwebstoffgehaltes im Nachklärbeckenablauf

wurde ein Prozesstrübungsmessgerät MET-3000 der Firma BTG Anlagen¬technik GmbH verwendet. Auch dieses Gerät arbeitet nach dem Streulicht¬

verfahren (Messwellenlänge 875 nm). Die Genauigkeit beträgt + 1 %

bezogen auf den Messbereichsendwert. Der Messbereichsendwert wurde

auf 200 [TE/F] eingestellt. Abb. 3.14 zeigt dieses Gerät, das an der Sohle

des Ablaufüberfallkastens installiert wurde.


Abb. 3.14: Prozesstrübungsmessgerät MET-3000 der Firma BTG Anlagentechnik

GmbH, das die Trübung im Nachklärbeckenablauf kontinuierlich erfasst.

(VAW-Archivnr.: 27485)

Es ist bekannt, dass die Trübung neben ihrer Abhängigkeit vom Messgerät

eine Funktion von Partikelgrösse, Brechungsindex der Trägerflüssigkeit,

Wellenlänge des Lichtes, Geometrie der Messanordnung, Form und Farbe

der Partikel ist (z. B. Sigrist, 1975, Schrank, 1991). Es ist also von

entscheidender Bedeutung, dass diese Grössen im eigentlichen Versuch

von den Bedingungen im Eichversuch nicht abweichen (vgl. auch Pieper

und Resch, 1976). Bei den Konzentrationsmessungen im Beckeninnern mit

den Sonden HS 1 und HT 1 konnte dies leider nicht überprüft werden, da

eine Probeentnahme aus einer bestimmten Tiefe des Versuchsbeckens die

Belebtschlammflocken verändert hätte und diese somit weder in der Grösse

noch in der Form den effektiven Verhältnissen während des Versuchs

entsprochen hätten. Für die Trübungsmessung im Beckenablauf konnte

eine analytische Überprüfung unter echten Versuchsbedingungen erfolgen,

zumal befürchtet werden musste, dass die Belebtschlammflocken im

Absturz nach den Zackenrinnen zerkleinert werden könnten. Diese Vermu¬

tung wurde für die beiden verwendeten Sonden bestätigt (Abb. 3.15a und

b). Sonde Nr. 1 musste infolge Defekt nach etwa der Hälfte des


Versuchsprogrammes durch eine neue Sonde (Sonde Nr. 2) ersetzt werden.

Die Eichversuche ergaben für beide Sonden einen perfekten linearen

Zusammenhang zwischen Trübung in [TE/F] und Schwebstoffkonzen¬

tration in [mg/1]. Der Zusammenhang unter echten Versuchsbedingungenbleibt linear, weist aber eine geringere Steigung auf. Bei derselben

Konzentration zeigt das BTG-Messgerät einen um so grösseren Trübungs¬wert in [TE/F] an, je kleiner die Partikel sind. Die obige Vermutung konnte

also im Rahmen der durchgeführten Versuche bestätigt werden. Die

Beobachtung, dass bei gleichem Schwebstoffgehalt das BTG-Messgerätbei feineren Partikeln einen höheren Wert in [TE/F] liefert, machte bereits

Schälchli(1993).

Für die Umrechnung der Versuchsergebnisse wurde jeweils die Eichkurve

unter echten Versuchsbedingungen (durchgezogene Linien in Abb. 3.15a

und b) verwendet:

BTG-SondeNr. 1: TS [mg/1] = -7.84 + 1.1TS [TE/F]. (3.7)

BTG-Sonde Nr. 2: TS [mg/1] = -3.15 + 0.663-TS [TE/F]. (3.8)

200

150

200li

— 1001-Ul

(0

50--

0 50 100 150 200


0 50 100 150 200


a) b)

Abb. 3.15: Eichkurven für die Sonde Nr. 1 (Abb. 3.15a) bzw. Sonde Nr. 2 (Abb. 3.15b)

des Trübungsmessgerätes BTG MET-3000 im Nachklärbeckenablauf. Für

die Umrechnung der Versuchsresultate ist jeweils die Eichkurve unter

echten Versuchsbedingungen (durchgezogene Linien) massgebend.


3.4.5 Kettenräumerantrieb

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


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


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


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.


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


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.


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


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):

Sphaerotilus (Fadenbakterien):

Spirillen (Schraubenbakterien):Beggiatoa (Schwefelbakterien):

selten

mehrfach bis häufig

!

nie

mehrfach

mehrfach bis häufignie bis selten

Amoeba (WechseltierchenFlagellata (Geisseitierchen):Colpidium:Paramecium (Pantoffeltierchen):' mehrfach bis häufig

Aspidisca:Vorticella convallaria (Glockentierchen I):

häufigmehrfach bis häufig

Vorticella microstoma (GlockentierchenCarchesium

Opercularia/fepistylis:Podophrya fixa (Sauginfusor):

nie

nie bis selten

Rotatoria (Rädertier):

selten

mehrfach bis häufig

Tab. 4.1: Vorkommen von verschiedenen Gruppen von Belebtschlammorganismen in

den mikroskopisch untersuchten Präparaten.

Der verwendete Belebtschlamm ist wenig fädig, durchwegs gut absetzbar

und weist daher wie weiter oben schon erwähnt einen relativ tiefen

Schlammindex auf. Betriebliche Massnahmen, wie das Abstellen der

Fällungsmittelbeigabe, das Erhöhen des Überschussschlammabzuges, das

Belasten mit zusätzlichem Frischschlamm und die Beigabe von Glycol und

zuckerhaltigen Mineralwasserabfällen konnten die Qualität des Belebt¬

schlammes bezüglich Sedimentations- und Flockungseigenschaften leider

nicht verschlechtern. Die im folgenden beschriebenen Absetz- und

Strömungsversuche wurden daher alle mit einem Belebtschlamm von recht

konstanter und guter Qualität durchgeführt.

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129

5 STATIONARE VERSUCHE

Die Strömungs- und Absetzverhältnisse im Versuchs-Nachklärbecken sind

zunächst unter konstanten Zuflussbedingungen untersucht worden. Der

scheinbare Gleichgewichtszustand wird allerdings durch den Energieeintragdes Räumsystems ständig gestört. Die Bewegung der Räumbalken ist nicht

nur in der Schwankung der Schlammspiegelhöhe, sondern auch in den

horizontalen Fliessgeschwindigkeiten und in der Rücklaufschlammkonzen¬

tration messbar. Diese an sich konstanten Grössen schwanken alle mit einer

Periode, die dem Zeitraum zwischen zwei Räumbalkendurchgängenentspricht.Das Konzept der Unterteilung eines konventionellen Nachklärbeckens mit

Hilfe von strömungsbremsenden Einbauten wird vorgestellt. Dadurch erfah¬

ren vor allem die horizontalen Fliessgeschwindigkeiten unmittelbar vor

diesen durchlässigen Wänden einen Ausgleich. Durch die Verbesserung der

Verweilzeitverteilungen in den einzelnen Beckenkammern wird die

Flockung angeregt. Daraus resultiert vor allem bei Regenwetterzuflüsseneine erhebliche Reduktion der Ablaufschwebstoffgehalte verglichen mit

konventionellen Becken. Der gesetzliche Grenzwert von 20 [mg/1] konnte

bei den modifizierten Nachklärbecken auch bei sehr starken hydraulischenBelastungen immer eingehalten werden.

Auf der anderen Seite verändert sich der Schlammhaushalt beim verbesser¬

ten Nachklärbecken beträchtlich. In den vorderen Kammern wird viel mehr

Schlamm abgelagert als in den hinteren. Diesen neuen Verhältnissen muss

mit angepassten betrieblichen Massnahmen begegnet werden.

5.1 EINLEITUNG

Hauptaufgabe der vorliegenden Arbeit ist die halbtechnische Untersuchung

der Strömungs- und Absetzverhältnisse und deren Verbesserung in hori¬

zontal durchströmten Nachklärbecken. Die im folgenden präsentiertenResultate wurden anhand von Messungen und Visuahsierungen mit echtem

Belebtschlamm in der in Kapitel 3 beschriebenen Versuchsanlage gewon¬

nen.

Vorerst wurden stationäre Versuche durchgeführt, um die Verhältnisse im

Gleichgewichtszustand bei konstantem Beckenzufluss zu untersuchen.

Anschliessend wurden aber auch dynamische Untersuchungen (Kapitel 6)

gemacht, um zu überprüfen, ob die Verbesserungsmassnahmen auch unter

schwankenden Belastungen ihre Aufgabe erfüllen.

Da die Schlammräumung im Nachklärbecken Energie in die Schlamm¬

schicht einbringt, sind diverse Messgrössen auch bei konstantem Becken¬

zufluss zeitabhängig. Sowohl die Rücklaufschlammkonzentration als auch

130 5 STATIONÄRE VERSUCHE

die horizontalen Fliessgeschwindigkeiten werden durch die Schlamm¬

räumung beeinflusst. Diese Abhängigkeit soll in einem ersten Unterkapitelerläutert werden.

Der Energieeintrag durch das Räumsystem übt zudem einen nicht unbedeu¬

tenden Einfluss auf die Lage des Schlammspiegels aus. Mit einfachen

Abschätzungen sollen die Grössenordnungen der Schlammspiegelschwan¬

kungen berechnet werden können.

Eine bedeutende Zielsetzung ist die Erprobung von geeigneten Einbauten

in bestehende Nachklärbecken. Mit Hilfe solcher Einbauten soll eine

Möglichkeit aufgezeigt werden, dank der bestehende Nachklärbecken,

deren Tiefe den heute geltenden Richtlinien nicht mehr genügen, die

geforderten Absetzleistungen auch bei erhöhter hydraulischer Belastungwieder erfüllen. Diese Verbesserungsmassnahme hat Auswirkungen auf

das Strömungsfeld, den Verlauf der Schlammschicht, die gesamte

Schlammasse im Becken und auf den Schwebstoffgehalt im Beckenablauf.

All diese Grössen werden sowohl für den Referenzzustand ohne Einbauten

(konventionelle Becken) als auch für die Becken mit Einbauten diskutiert.

Das vorliegende Kapitel wird mit betrieblichen Empfehlungen und

konstruktiven Hinweisen abgeschlossen.

5.2 GLEICHGEWICHT

Bei den stationären Versuchen wurde sowohl der Zufluss Qo als auch der

Rücklaufschlammfluss Qrs über die Zeit konstant gehalten. Für die

Konzentration des Belebtschlammes im Zulauf kann der Ausdruck

"stationär", also "von der Wahl des Zeitpunktes unabhängig", im Prinzipnicht ganz exakt angewendet werden. Wie die Daueraufzeichnungen der

Kläranlage zeigten, variierte der Trockensubstanzgehalt im Zulauf

aufgrund von Schwankungen des Betriebes der Kläranlage während der

Versuchsdauer innerhalb des Bereiches von + 10 % des Mittelwertes.

Der Gleichgewichtszustand, der "steady State", betrifft nur die Mittelwerte

der einzelnen Grössen, da insbesondere durch den Kettenräumer sowohl


die horizontale Fliessgeschwindigkeit in Bodennähe als auch die Rücklauf¬

schlammkonzentration bedeutenden Schwankungen unterliegen.

5.2.1 Belebtschlammassenbilanz

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.


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.


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


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.


5.2.2 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


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

durch 2-Tr erhalten:

Suu(0 = [U*(f) • U(f)l/2-Tr = [Cu2(f) + Qu2 (f)]/2-Tr (5.8)

wobei U*(f) das konjugiert komplexe Spektrum von U(f) ist. Das Leistungsdichte¬

spektrum Suu(f) des Signales u(t) aus Abb. 5.4 ist in Abb. 5.5 dargestellt.

Die Frequenz der Räumbalkendurchgänge ist bei Abb. 5.5 1/Tr = 1/200

[sec*1], was ziemlich genau dem ersten Maximum des Leistungs¬

dichtespektrums der Frequenz von u(t) entspricht. Die horizontale

Riessgeschwindigkeit schwankt also mit derjenigen Frequenz, mit der die

Räumbalken beim Messquerschnitt passieren. Die Erfassung der Riess¬

geschwindigkeit muss daher unbedingt über die dazugehörige Periode

erfolgen, damit die Mittelwerte den dynamischen Gleichgewichtszustand

repräsentieren.


2.00E-01

3S1 1.50E-01

o3E"

1.00E-01

w 5.00E-02

0.00E+00

1^E£0.00 5.00 1.00

E+00 E-03 E-02

1.50

E-02

f[s-1]

2.00

E-02

2.50

E-02

3.00

E-02

Abb. 5.5: Leistungsdichtespektrum der horizontalen Fliessgeschwindigkeit u(t) bei x =

3.00 m/z = 0.40 m. Die Frequenz von ca. 0.005 Hz, bei der die erste Spitze

auftritt, entspricht praktisch der Frequenz der Räumbalkendurchgänge.

Die spektrale Dichte wie sie in Abb. 5.5 für den Messpunkt x = 3.00 m/z =

0.40 m lässt sich auch für die anderen Messpunkte darstellen. Die Dichte

der Energie ist allerdings stark abhängig von der Anzahl der Schlammpar¬

tikel, die von der durch den Räumer erzeugten Strömung erfasst werden.

Daher sind die Spektren für diejenigen Messpunkte, die weiter entfernt

vom Schlammspiegel liegen, weniger markant als das in Abb. 5.5 gezeigte.Die Abhängigkeit analog Abb. 5.5 konnte in den Versuchen bis in eine

Höhe z = 0.60 m = 4-hr sehr ausgeprägt festgestellt werden und zwar

unabhängig vom Betrag der Räumbalkengeschwindigkeit vr.

5.3 ENERGIEEINTRAG DURCH DAS RÄUMSYSTEM

Bei grösseren Nachklärbecken werden als Räumsysteme Schild-, Band-

/Ketten- oder schliesslich vor allem bei querdurchströmten Becken

Saugräumer verwendet (Abb. 5.6). Alle diese Schlammräumer werden

durch den Absetz- und Eindickraum der Becken bewegt und tragen somit


Bewegungsenergie ein. Stationäre Räumsysteme existieren für konventio¬

nelle horizontal durchströmte Nachklärbecken von Belebungsanlagen

praktisch nicht.

Schildräumer

Qrs|

®Band-/Kettenräumer

Qo

Qrs \

©Saugräumer

^tF

Abb. 5.6: Schematische Darstellung der gebräuchlisten Räumsysteme in Nachklär¬

becken.

a) Schildräumer (Längsschnitt).

b) Band- oder Kettenräumer (Längsschnitt).

c) Saugräumer (Querschnitt).

Auf der Nachklärbecken-Versuchsanlage wird der Schlamm mit einem

Band-/Kettenräumer in den am Beckenanfang liegenden Schlammtrichter

befördert. Dieser Räumer trägt einen beträchtlichen Anteil Energie in das

Schlammbett ein, die etwa in der Grössenordnung der kinetischen Energie

des zufliessenden Dichtestromes liegt. Ein Teil der Energie des Räumers

ist erforderlich für den Transport der Belebtschlammflocken. Die Vor¬

stellung aber, dass der abgesetzte Schlamm dabei paketweise wie durch

einen Schneepflug in Richtung Trichter transportiert wird, ist ganz

bestimmt zu idealisiert. Auch die Annahme, dass die erforderliche Räum¬

balkengeschwindigkeit vrerf über die Beziehung


Qr = QRS-QK = VrerfBhr (5.9)

berechnet werden kann, muss überdacht werden. In Gleichung (5.9) stehen

Qr für den durch den Bandräumer abgeschobenen Schlammvolumenstrom

und Qk für den Kurzschlussstrom vom Zulauf in den Schlammtrichter

(vgl. auch ATV, 1988b). Statt dass bereits abgesetzte Schlammpartikel

Richtung Trichter transportiert werden, fliessen sie über die Räumbalken

hinweg und setzen sich dann hinter diesem vorbeigefahrenen Balken

wieder ab (Abb. 5.7).

Abb. 5.7: Schlammaufstau und schematische Strömungsverhältnisse im Nahfeld eines

Räumbalkens.

In den Versuchen konnte zudem durchwegs beobachtet werden, dass ein

grosser Teil der eingetragenen Energie einerseits in eine Hebung und

Senkung des Schlammspiegels übergeht und andererseits - wie in Kapitel5.2.2 gezeigt - einen beträchtlichen Einfluss auf das Strömungsfeld ausübt.

Zwischen der Schlammspiegelbewegung und dem Einfluss auf das

Strömungsfeld existieren wiederum Wechselwirkungen, da sowohl an der

Oberkante der Räumbalken als auch am Rand der Schlammschicht Scher¬

schichten entstehen, die ihrerseits die Strömung beeinträchtigen. Diese

Energieumwandlung ist in Abb. 5.8 schematisch dargestellt.


Energieeintrag durch die

Räumbalkenbewegung

Schlamm-

transport

ISchlammspiegel¬bewegung

Strömungsfeld

Abb. 5.8: Aufteilung der durch den Schlammräumer eingetragenen Energie.

Abb. 5.9 zeigt schematisch den Durchgang eines Räumbalkens. Unmittel¬

bar vor dem Balken wird die Schlammschicht komprimiert, der Schlamm-

spiegel steigt an und ein grosser Teil des Schlammes fliesst darüber

hinweg. Sobald ein Räumbalken eine Stelle passiert hat, entsteht dort ein

"Wellental" des Schlammspiegels. Schlamm, der eigentlich vor dem

Räumer sein musste, ist durch diesen Energieeintrag nun plötzlich hinter

den vorbeigefahrenen Räumbalken verfrachtet worden. Erst allmählich

erholt sich der Schlammspiegel an dieser Stelle und erreicht schliesslich

für eine kurze Zeit eine theoretische Gleichgewichtslage, die schon bald

wieder durch den folgenden Räumbalkendurchgang gestört wird.

Exakte Energiebilanzen sind in diesem komplexen System praktisch nicht

möglich. Schon bei der Abgrenzung des Systems ist das Volumen, das von

der eingetragenen kinetischen Energie der Räumbalken erfasst wird, unbe¬

kannt. Zudem fehlen Fliessgeschwindigkeits- und Konzentrations¬

messungen in der erforderlichen räumlichen und zeitlichen Auflösung.

Dennoch soll im folgenden eine Abschätzung der maximalen Schlamm¬

spiegellage mit einfachen Energieüberlegungen erfolgen.


®

15cm

= 0S

t=40s

® ^t=80s

© t=120s

t=160s

© t=200s

Abb. 5.9: Schematische Darstellung des Durchganges eines Räumbalkens im

Versuchs-Nachklärbecken mit einer Räumgeschwindigkeit von vr = 2 cm/s

und einem Räumbalkenabstand a = 4 m: Die eingetragene Energie übt einen

erheblichen Einfluss auf die Schlammspiegellage aus.

a) Der erste Räumbalken passiert die Stelle x bei der Zeit t = 0 Sekunden.

b) Momentaufnahme bei der Zeit t = 40 Sekunden.

c) Momentaufnahme bei der Zeit t = 80 Sekunden.

d) Momentaufnahme bei der Zeit t = 120 Sekunden.

e) Momentaufnahme bei der Zeit t = 160 Sekunden.

f) Momentaufnahme bei der Zeit t = 200 Sekunden (entspricht der Zeit t = 0

Sekunden).

Bei der momentanen Betrachtung eines endlich kleinen Beckenabschnittes

in Längsrichtung Ax beträgt die maximale potentielle Energie der

Schlammschicht während des betrachteten Zeitintervalles

Epot max= hs max-B-Ax-Ap-g-(hs max/2). (5.10)


Dabei bedeuten hs maxdie maximale Schlammspiegellage, B die Becken-

breite, Ap die mittlere Dichtedifferenz der Schlammschicht gegenüber dem

übrigen Beckeninhalt und g die Erdanziehung (Abb. 5.10). Für die mittlere

potentielle Energie der Schlammschicht Epot m über dieselbe Länge Ax

lässt sich für denselben Ort die entsprechende Beziehung schreiben zu

Epot m = hsm-B-Ax-Ap-g-(hSm/2). (5.11)

hsm stellt in Formel (5.11) die mittlere Schlammspiegelhöhe dar. Die

Berechnung der Dichtedifferenz Ap erfolgt mit Formel (2.1), wobei für die

Trockendichte der Biomasse der von Larsen (1977) angegebene Wert von

1'450 kg/m3 verwendet wird. Der Dichtegradient über die Schlamm¬

spiegelhöhe wird dabei vernachlässigt. In Formel (2.1) soll für die Belebt-

schlammkonzentration der Trockensubstanzgehalt des Bodenschlammes

TSbs eingesetzt werden, der sich über die Beziehung aus ATV (1988b)

TSrs ~ 0.7-TSbs (5.12)

ergibt.

Ax

Abb. 5.10: Definitionsskizze für Energiebetrachtungen im Schlammbett.


Um von einem Zustand mittlerer zu einem Zustand maximaler potentieller

Energie zu gelangen, muss Energie zugeführt werden. Dies kann sowohl

von ausserhalb des betrachteten Elemtes als auch aus dem Innern

geschehen. Im ersten Fall entweder durch Zuströmung oder durch den

bewegten Räumer, im zweiten Fall nur durch den Räumbalken selbst.

Wenn im folgenden der kinetische Energiebeitrag in der Schlammschicht

nur dem Räumer zugeschrieben wird, wird der energetische Einfluss der

Beckenzuströmung auf die bodennahe Zone vernachlässigt. Dies ist

vertretbar, da der Dichtestrom im wesentlichen über die Schlammschicht

hinwegfliesst.

Das Verhältnis der maximalen zur mittleren potentiellen Energie stellt

somit nur ein Mass für die Schlammspiegelbewegung infolge des Energie¬

eintrages durch den Räumbalken dar. Unter Vernachlässigung der Unter¬

schiede der mittleren Dichtedifferenzen bei maximalem bzw. mittlerem

Schlammspiegel entspricht dieser Wert dem Verhältnis der quadriertenmaximalen und mittleren Schlammspiegelhöhen:

Epot max/Epot m = hs max2/hSm2. (5.13)

Die kinetische Energie, die auf ein Schlammpaket der Höhe hr, der Breite

B und der Länge Ax durch die Räumerbewegung übertragen wird, ist

proportional zum Quadrat der Geschwindigkeit des Räumbalkens:

Ekln = hr-B.Ax.p-(vr2/2). (5.14)

Bei Formel (5.14) wird davon ausgegangen, dass die Schlammschicht ohne

Räumvorgang quasi in Ruhe wäre und der Impuls der Räumbalken verlust¬

los auf die Schlammpartikel übertragen wird. Beobachtungen am

Versuchs-Nachklärbecken haben gezeigt, dass der Dichtestrom im wesent¬

lichen über die Schlammschicht hinwegfliesst. Diese Feststellung konnte

auch von Ueberl (1995a) gemacht werden.

Die Bewegungsenergie der Räumbalken wird demnach nur zum einen Teil

für den Schlammtransport verwendet, während ein grosser Teil in tur¬

bulente Energie umgewandelt wird. Dieser Teil manifestiert sich im

schwankenden Strömungsfeld (Kap. 5.2.2) und in einer mehr oder wenigerstarken Vertikalbewegung des Schlammspiegels. Diese ist um so grösser,


je geringer die absolute mittlere Schlammspiegellage ist. Bei sehr hohen

Schlammspiegellagen wird ein grosser Teil der Energie im unteren Teil der

Schlammschicht in Turbulenzenergie und schliesslich in Wärme umge¬

wandelt und die Schlammspiegelbewegung an der Grenze Schlamm-Über¬

standswasser ist nur noch minim. Zudem ist die Dichteverteilung weder

örtlich noch zeitlich konstant; diese stete Umlagerung absorbiert auch noch

etwas Energie. Das oben abgeleitete Verhältnis hs max2/hsm2 ist daher nicht

allein von Ekin abhängig, sondern vom Verhältnis Ekin/Ep0t m-

Ekin/Epot m = Vr2.hr.p/hSm2-g-Ap (5.15)

Für die Dichte p des eingedickten Belebtschlammes kann in Formel (5.15)

in erster Näherung die Dichte von Wasser pw eingesetzt werden, da sich

diese nur um wenige Promille unterscheidet. Abb. 5.11 zeigt diesen

Zusammenhang für die durchgeführten Versuche. Dabei wurden nur

diejenigen Messstellen x berücksichtigt, bei denen die mittlere Schlamm-

höhe mindestens der Räumbalkenhöhe hr entsprachen. Dies ist physika¬lisch sinnvoll, da für hsm < hr der Schlammtransport dem Schneepflug

analog erfolgt und deshalb nicht unter die oben dargestellte Problematik

fällt. Zudem wurden nur Messstellen mit x > 1 m ausgewertet, da die

Schlammspiegelschwankungen im ersten Meter der Versuchsrinne vorwie¬

gend durch Zulaufturbulenzen dominiert werden, die den Energieeintragder Räumbalken bei weitem überwiegen.

Die in Abb. 5.11 aufgezeichneten Messpunkte gehorchen unter Berück¬

sichtigung des untersuchten Bereiches (hr = 0.15 m; vr = 1...

6 cm/s) der

Beziehung:

hs max2/hsm2 =1.11 + 6.72.(vr2.hr.p/hSm2-g-Ap). (5.16)

Die maximale Schlammspiegelhöhe lässt sich damit zu

hc =hc •

berechnen.

1.11 + 6.72Mi,

Apg


Gleichung (5.17) ist insofern systemspezifisch, als nur eine Räumbalken¬

höhe hr = 15 cm untersucht wurde und die Räumgeschwindigkeiten nur

zwischen 1 und 6 cm/s variiert worden sind. Die Beckenlänge und die

Wassertiefe sind für die örtliche Betrachtung unter den getroffenenAnnahmen nicht von Bedeutung. Die Beckenbreite spielt wegen der

geringen Reynoldszahlen ebenfalls keine Rolle: Grenzschichtprobleme,also Zähigkeitseinflüsse in Wandnähe, können ausgeschlossen werden.

Die Kenntnis der eingetragenen kinetischen Energie des Räumers und der

mittleren Schlammspiegellage erlauben also mit Hilfe von Formel (5.17)

die Abschätzung der maximalen Schlammspiegelhebung infolge dieses

Energieeintrages.

kin pot mL J

Abb. 5.11: Abhängigkeit der quadrierten maximalen Schlammspiegelhöhe von der

kinetischen Energie, die durch die Räumerbewegung eingetragen wird.

Beide Grössen sind normiert dargestellt.

Das Verhältnis von Ekin/Ep0t m stellt eigentlich nichts anderes als das

Quadrat der densimetrischen Froudezahl Fn2 dar:


Ekin_

Vr_ pi2

E„. '(hl ^ D

'pot Ap— gP

. (5.18)

Bei minimalem spezifischem Energieinhalt ist Fd analog der konventio¬

nellen Hydraulik = 1. Gemäss Abb. 5.11 liegen diese densimetrischen

Froudezahlen, also das Verhältnis von Bewegungs- zu Lageenergie

durchwegs unter 1. Betrachtungen wie sie Krebs (1989) im Zusammen¬

hang mit der Optimierung der Einlauftiefe durchgeführt hat, sind in diesem

Zusammenhang allerdings denn auch problematisch. Schliesslich trägt die

potentielle Energie der Schlammschicht in der vorliegenden Problem¬

stellung nicht zu einer Dichteströmung bei, sondern dient vielmehr einer

Umwandlung der durch die Räumbalkenbewegung eingetragenen Energie.Je höher die potentielle Energie der Schlammschicht ist, um so grösser

wird auch der Grad der Energieumwandlung in dieser Schicht, ohne dass

dabei die Schlammgrenze in Bewegung versetzt wird. Die Versuche haben

auch gezeigt, dass bei relativ hoher Schlammspiegellage, also bei einem

grossen Verhältnis der Schlammschichthöhe hsm zur gesamten Beckentiefe

H, die doppelte Amplitude der Schlammschichtschwingung überpropor¬tional abnimmt. Diese kann als Differenz der maximalen und der minima¬

len Schlammschichthöhe (hs max- hs min) geschrieben werden. Werden

diese Auslenkungen relativ zur mittleren Schlammschichthöhe dargestellt,so gilt für die Versuche mit einer Räumbalkengeschwindigkeit von vr = 2

cm/s:

V. -h,. ...

fh. V"5'max

hs-2^ = 0.024'

'sm

H (5.19)

Abb. 5.12 zeigt diesen Zusammenhang für die durchgeführten Versuche

graphisch. Da der hauptsächliche Teil der Versuche mit einer Räum¬

balkengeschwindigkeit von vr = 2 cm/s durchgeführt wurden, wurden bei

der Ermittlung von Formel (5.19) nur diejenigen Wertepaare von Ver¬

suchen mit vr = 2 cm/s mitberücksichtigt.


0.2 0.4 0.6 0.8 1

Sm

Abb. 5.12: Abhängigkeit der relativen Schlammspiegelschwankungen von der relativen

mittleren Schlammspiegelhöhe für vr = 2 cm/s.

Unter der Annahme, dass der Schlammspiegel sowohl in negativer (hs min)

als auch in positiver Richtung (hs max) um den mittleren Schlammspiegel

hsm gleichmässig schwankt, gilt:

hs max- hsm = hsm - hs min (5.20)

bzw. hs min = 2-hsm - hs max» (5.21)

Wird Formel (5.21) in Formel (5.19) eingesetzt, so ergibt sich für die

Abschätzung der maximalen Schlammspiegellage der Ausdruck

(5.22)

Mit den beiden Ausdrücken (5.17) und (5.22) kann die maximale

Schlammspiegellage auf zwei verschiedene Arten abgeschätzt werden.

Formel (5.17) beinhaltet trotz einigen Vereinfachungen alle massgebenden

physikalischen Grössen, während Formel (5.22) nur einen sehr einfachen


Ansatz darstellt, der aus den Versuchsergebnissen mit vr = 2 cm/s resul¬

tiert.

Die maximale Schlammspiegellage ist eigentlich vor allem dann von

Bedeutung, wenn sie so hoch liegt, dass sie in den Sog der Ablaufströmung

gelangt. In diesem Fall werden übermässig viel Schlammflocken in den

Nachklärbeckenablauf gelangen, was auf jeden Fall zu verhindern ist.

Wenn die relativen Schlammspiegellagen hsm/H aber unter 0.5 liegen

(horizontale Achse auf Abb. 5.12), so hat, wie in sämtlichen Versuchen

festgestellt werden konnte, ein erhöhter Energieeintrag durch das Räum¬

system keinen Einfluss auf den Schwebstoffgehalt im Beckenablauf.

Ein erhöhter Energieeintrag ist allerdings betrieblich problematisch. Da

eben die Räumbalken nicht nach dem Schneepflugprinzip funktionieren,

besteht die Gefahr, dass die Aufenthaltszeit der abgesetzten Schlamm¬

flocken im Nachklärbecken viel grösser ist, als theoretisch berechnet.

Diese Tatsache wird um so gravierender, je höher der Energieeintrag durch

das Räumsystem ist. Zu hohe Geschwindigkeiten der Räumbalken können

für ein Nachklärbecken kontraproduktiv werden.

Es gilt daher, den abgesetzten Belebtschlamm mit dem geringst möglichenkinetischen Energieeintrag, also möglichst schonend, aus dem Becken zu

entfernen. Der optimale Betrieb wird von Becken zu Becken verschieden

sein, da die Wechselwirkung von Schlammschicht zur Strömung oberhalb

der Schlammschicht u. a. mit den Räumbalkenabmessungen und der

SchlammquaUtät variieren.

5.4 VERBESSERUNG DER STRÖMUNGS- UND ABSETZVER¬

HÄLTNISSE

5.4.1 Konzept und Gültigkeitsbereich

Als Verbesserungsmassnahmen in Nachklärbecken sind verschiedene

Massnahmen bekannt, die in Kapitel 2.4 beschrieben sind. In der vorlie¬

genden Arbeit wurde das Schwergewicht der strömungs- und absetzver¬

bessernden Massnahmen auf quer zur Hauptströmungsrichtung liegende


Einbauten im Beckeninnern gelegt. In den durchgeführten Versuchen

handelte es sich dabei jeweils um Lochwände, wie sie z. B. bereits Krebs

(1991b) vorgeschlagen hat.

Ziel dieser Strömungsbremsen ist die Vergleichmässigung der horizontalen

Fliessgeschwindigkeiten, die Reduktion der hohen Sohlströmungen und die

Erhöhung der Verweilzeit in den einzelnen Beckenkammern und damit im

ganzen Nachklärbecken. Zudem soll durch Lochwände die Flockung

angeregt und die Absetzeffizienz von Nachklärbecken gesteigert werden.

Die Kompartimentierung eines Nachklärbeckens in mehrere Teilbecken

soll eine deutliche Dämpfung der Ablaufspitzenkonzentrationen bei

Stossbelastung (Regenwetterzufluss) bewirken.

Die im Versuchs-Nachklärbecken untersuchten Lochwände sind in Abb.

5.13 skizziert. Es wurden vier verschiedene Typen eingebaut, wobei pro

Versuch jeweils nur ein Typ im Einsatz stand. Der Lochdurchmesser Dl

der einzelnen Löcher betrug aus betrieblichen Gründen durchwegs 10 cm.

Kleinere Durchmesser sind im praktischen Dauereinsatz auf Kläranlagen

anfälliger auf Verschmutzung/Verstopfung und bedürfen eines zusätz¬

lichen Unterhaltsaufwandes. Werden die Durchmesser bedeutend grösser,

so machen sich die positiven Einflüsse dieser Art der Strömungsbremseimmer weniger bemerkbar (Krebs, 1991b).

Neben dem Lochdurchmesser

DL = 0.1m (5.23)

ist die einzelne Lochwand vor allem durch das Verhältnis C, von durch¬

lässiger Fläche Fl zur gesamten Nachklärbeckenquerschnittsfläche Fnb

charakterisiert:

C = Fl/Fnb. (5.24)


Eoor^

cvi

ECM

I 1 ~k o

® ©

Eoo

c\i

L-ün-J

Eoo

c\i

Eco

d

E

A CM

d

£=0.14 £=0.10 £=0.17 £ =0.21

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


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.


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

ohne Einbauten mit Einbauten

Beckenlänqe Uml 15.00 15.00

Beckenbreite Bfml 1.00 1.00

Wassertiefe H|ml 2.15... 3.00 3.00

Abstand Zulauftauchwand - Beckenanfang *o m] 0.50 0.50

Abstand Zulauftauchwand - Beckensohle h0 m] 0.35... 0.85 0.35... 0.85

Verhältnis ho/HH 0.12...

0.28 0.12... 0.28

Anzahl Kammern KM - 2... 4

Verhältnis L,/L [-] - 0.25... 0.60

Lochflächenanteil C = FL/FNB[-] - 0.10... 0.21

Oberflächenbeschickung qA [m/h] 0.5...

2.0 0.5... 2.0

Rücklaufverhältnis RVH 0.5... 1.70 0.5... 1.72

Trockensubstanzgehalt im Zulauf TSBB [kg/m3] 1.7... 3.5 2.3...

3.2

Schlammvolumenindex ISV ml/g 60... 108 55...

96

Schlammvolumenbeschickung qsv l/m2- M 122...502 98

...461

Räumbalkenhöhe (Kettenräumer) hr[m] 0.15 0.15

Abstand der Räumbalken ar[m] 4.0 4.0

Räumbalkengeschwindigkeit vr [cm/s] 1 ...6 2

Tab. 5.1: Gültigkeitsbereiche und Randbedingungen für die stationären Versuche mit

und ohne Einbauten.

5.4.2 Strömungsfeld

Das Strömungsfeld in Nachklärbecken wird durch Dichteeinflüsse

dominiert. Wie in Abb. 1.2 schematisch gezeigt, entsteht durch das

gegenüber dem Beckeninhalt dichtere Wasser-Belebtschlammzufluss-

Gemisch eine stark vorwärts gerichtete Sohlströmung und eine Rück¬

strömung in der oberen Beckenhälfte. Diese Verhältnisse konnten auch die

Geschwindigkeitsmessungen am Versuchs-Nachklärbecken auf der Klär¬

anlage Werdhölzli im wesentlichen bestätigen.


Abb. 5.16 zeigt beispielhaft die vertikalen Geschwindigkeitsprofile bei x =

3.00 m und x = 10.00 m für einen typischen Trockenwetteranfall. Neben

den fett eingezeichneten Mittelwerten der horizontalen Fliessgeschwindig¬

keiten u [cm/s] sind auch noch die gemessenen Maximal- und Minimal¬

werte angegeben. Die Standardabweichungen im untersten Messpunkt bei

z = 0.40 m sind am grössten, weil dort die Amplituden der Schwankungen

infolge Räumbalkenbewegung die höchsten Werte erreichen (Abb. 5.4).

Über turbulente Schwankungen geben die eingezeichneten Standard¬

abweichungen keine Auskunft, da für deren Erfassung eine bedeutend

höhere Sampling-Frequenz als 2 Hz hätte verwendet werden müssen. Die

Schlammvolumenbeschickung qsv beträgt im Versuch von Abb. 5.16 156

l/m2h, die Wassertiefe H = 3.00 m und die Räumgeschwindigkeit war wie

bei den allermeisten Versuchen vr = 2 cm/s. Die horizontalen Fliess¬

geschwindigkeiten u [cm/sl in Abb. 5.16 entsprechen Mittelwerten über

eine Messdauer von 200 Sekunden, was der Zeit zwischen zwei Räum¬

balkendurchgängen entspricht.

Sowohl am Beckenanfang als auch nach 2/3 der Versuchs-Nachklär-

beckenlänge zeigt sich eine für Dichteströmungen typische Geschwindig¬

keitsverteilung. Am Beckenanfang existieren zwei Scherschichten, die das

Fliessfeld über die Vertikale in drei Zonen mit unterschiedlicher Fliess¬

richtung teilen. Die unterste Scherschicht wird dabei durch die Ablösung

an der Unterkante der Zulauftauchwand erzeugt und die obere wird durch

das Riessfeld selbst induziert. Diese Dreiteilung, die sich gegen das

Beckenende hin fortsetzt, konnte in praktisch allen Versuchen festgestellt

werden und steht klar im Gegensatz zur immer noch vereinfachten

Annahme einer unteren Vorwärts- und einer oberen Rückströmung. Sie

entspricht auch den Beobachtungen von van Marie und Kranenburg (1994)

und den numerischen Untersuchungsergebnissen von Krebs (1995) und

Krebs et al. (1996). Diese drei Schichten stellten sich auch beim 20°-

Sektormodell eines Rundbeckens bei Moursi et al. (1995) ein.

Die Erfassung der einzelnen Scherschichten selbst ist natürlich stark

abhängig vom Messgitter. Für die Darstellung in Abb. 5.16 wurden die

horizontalen Fliessgeschwindigkeiten in Beckenmitte auf den Höhen z =

0.40, 0.50, 0.60, 0.70, 0.80, 0.90, 1.00, 1.20, 1.40, 1.60, 1.80, 2.00, 2.20,

2.40, 2.60 und 2.80 m erfasst. Es kann also durchaus sein, dass der Über¬

gang von vorwärtsgerichteter zu rückwärtsgerichteter Fliessgeschwindig-


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.


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.


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).


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-


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:

hs[m] = -0.0663 + 0.0015• qsv[l/m2-h]

3.5tfWHtl

1—1 +*

E ©3

•e

fl) O)2.5

Ihöh che 2

0) :(B9> ^-£ F 1.ba S« £

1fc m«

^

£ 0) 0.5u n(0 o

0

0 100 200 300 400 500 600

Schlammvolumenbeschickung qsv

[l/m2h]

Abb. 5.19: Über die Beckenlänge gemittelte Schlammspiegellage hs [m] in Abhängig¬

keit der Schlammvolumenbeschickung qsv [l/m2-h] für konventionelle

Nachklärbecken ohne Einbauten. Die Berechnung gemäss ATV (1991)

entspricht Formel (2.71), diejenige nach Ditsios (1982) Formel (2.73) und

diejenige nach Günthert (1984a und 1984b) Formel (2.75).

Wie weiter oben bereits erwähnt, dürfte insbesondere für horizontal längs¬

durchströmte Nachklärbecken die Reduktion der Abhängigkeit der

Schlammspiegellage hs auf eine einzige Variable (qsv) nicht genügen.

Analytische Betrachtungen haben gezeigt, dass die über die Zeit gemittelte

Schlammspiegellage hsm massgeblich durch die Schlammvolumen¬

beschickung und die Lagekoordinate x bestimmt wird:

o h4[m] (ATV 1991)a h2,4[m] (Ditsios 1982)a h4 [m] (Günthert 1984a und b)-^-hS [m] (Versuche Baumer) ohne LW

noSS


hsm = f(qsv,x). (5.27)

Die weiteren Parameter, die in der vorliegenden Studie variiert worden

sind, wie die densimetrische Froudezahl im Zulaufquerschnitt

V P, (5.28)

die Beckentiefe H und das RücklaufVerhältnis RV beeinflussen die

Schlammspiegelhöhe im konventionellen Becken praktisch nicht. In

Formel (5.28) steht der Index 0 für die Verhältnisse beim Zulauf: uo

bedeutet also die nominelle Fliessgeschwindigkeit im Zulaufquerschnittund ho die Zulaufhöhe, also den Abstand der Unterkante der Zulauftauch¬

wand zur Beckensohle (Abb. 5.15). Der Einfluss der im Absetzzylinderermittelten Sinkgeschwindigkeiten des Belebtschlammes vs, die je nach

Zulaufkonzentration und Schlammqualität gegeben waren, auf die

Zielgrösse hs ist indirekt berücksichtigt. Bei der Schlammvolumen¬

beschickung qsv ist ein Faktor das Vergleichsschlammvolumen VSV:

durch VSV ist vs indirekt mitberücksichtigt.

Für die mathematische Formulierung der Schlammspiegellage in Funktion

der erwähnten Grössen, lohnt es sich, die entsprechennden Grössen zu

normieren. Nur so können die einzelnen Faktoren oder Exponenten der

entsprechenden Variablen miteinander verglichen werden. Damit kann auf

einfache Art und Weise deren Gewicht abgeschätzt werden. Bei den in den

Kapiteln 5.4.3 und 5.4.4 vorgestellten Formeln handelt es sich also nicht

um allgemeingültige, dimensionslose Ausdrücke, sondern lediglich um

Abhängigkeiten, die in den vorliegenden Untersuchungen beobachtet und

gemessen werden konnten. Darin enthalten sind immer auch systemspezi¬fische Grössen, die nicht variiert werden konnten.

Ist eine dimensionslose Zielgrösse Y von mehreren dimensionslosen Variablen Xj

abhängig, so bietet die Multiple Korrelation eine zweckmässige statistische Möglichkeit


für eine mathematische Beschreibung (Stahel und Ruckstuhl, 1995). Ob dann dafür der

Ansatz einer Potenzfunktion gemäss

Y = ao-X^i •X2a2X3a3,...Xnan (5.29)

gewählt werden soll, ob eine exponentielle oder eine logarithmische Abhängigkeit

besteht oder ob das Superpositionsprinzip analog

Y = ao + ai -Xi + a2-X2 + a3-X3 +... + an-Xn (5.30)

die Zusammenhänge am besten abbildet, gilt es zu prüfen. Natürlich können auch

Kombinationen der oben dargestellten Ansätze zum Ziel führen. Die Multiple

Regressionsrechnung hat gezeigt, dass die einfache Superposition die physikalischen

Zusammenhänge im vorliegenden Fall am besten abbildet (vgl. auch Taebi-Harandy

und Schroeder, 1995).

Für die Normierung der Zielgrösse hs wurde die Räumbalkenhöhe

hr = 0.15 m, (5.31)

für die Normierung der Schlammvolumenbeschickung qsv die maximal

zulässige Schlammvolumenbeschickung nach A7V (1991)

qsv zul = 450 l/m2.h (5.32)

und für die Lagekoordinate x die Beckenlänge

L=15m (5.33)

beigezogen. Für die Multiple Regressionsrechnung wurde das Programm

StatView II auf Apple Macintosh Computer verwendet. Für die

Berechnung der zur in den Versuchen verwendeten Räumbalkenhöhe (hr =

0.15 m) relativen Schlammspiegellage resultierte die folgende Schätz¬

formel:


l hr J= 1.29 + 4.70-

ger.

( \

qSv -3.84{i)

Die Rechnung kann für hsm auch negative Werte ergeben, was physika¬

lisch unsinnig ist. In jenem Fall ist hsm = 0 zu setzen.

hSm = 0, falls (hSmAir)ger. < 0 (5.35)

In Abb. 5.20 sind die nach Formel (5.34) gerechneten Werte gegenüber

den in den Versuchen gemessenen aufgetragen. Bei perfekter Überein¬

stimmung müssten alle Wertepaare auf der Geraden mit der Steigung 1

(y=x) liegen. Auch wenn dies nicht ganz der Fall ist, zeigt die Darstellung

in Abb. 5.20 bzw. Formel (5.34) sehr deutlich, von welchen Parametern die

mittlere Schlammspiegellage hsm massgeblich beeinflusst wird. Die an

einer Stelle x über die Zeit gemittelte Schlammspiegelhöhe hsm wird

hauptsächlich durch die Schlammvolumenbeschickung qsv bestimmt. Je

höher diese ist, umso grösser wird auch der Schlammspiegel. Der

Zusammenhang gehorcht einer linearen Funktion. Der dritte Summand in

Formel (5.34) beschreibt die Abnahme der Schlammspiegellage mit

zunehmender Entfernung vom Beckeneinlauf. Je weiter hinten die betrach¬

tete Stelle im Becken ist, umso geringer ist die Schlammspiegelstärke bei

gleicher Schlammvolumenbeschickung. Die Berücksichtigung dieses

Parameters ist insbesondere bei längsdurchströmten Nachklärbecken mit

Kettenräumer unumgänglich. Bei anderen Beckenformen und Räum¬

systemen spielt die Lage allein eine weniger wichtige Rolle.

Die Abnahme der Schlammspiegellage mit zunehmender Distanz vom

Beckenzulauf war in sämtlichen Versuchen mit Trockenwetterzuflüssen

sehr ausgeprägt; bei Regenwetterzuflüssen war die Neigung der Schlamm¬

spiegellage im Längsschnitt im nur 15 m langen Versuchs-Nachklärbecken

weniger deutlich, was aus der Schätzformel (5.34) nicht hervorgeht. Bei

höheren Schlammvolumenbeschickungen (qsv > 300 l/m2-h) ist die

Schlammspiegellage hsm weniger stark von der Längenkoordinate x

abhängig als bei geringen Schlammvolumenbeschickungen: es findet eine

gewisse Vergleichmässigung der Schlammhöhe über die Beckenlänge statt

und der Ansatz nach Formel (5.34) unterschätzt die effektiven Schlamm¬

spiegelhöhen in der Zone am Beckenende. Trotzdem verdeutlicht das in


Abb. 5.20 eingezeichnete Band, dass praktisch alle Werte der Schlamm¬

spiegellage innerhalb von + 15 cm (= hr) liegen.

Abb. 5.20: Vergleich zwischen gerechneten und gemessenen Werten der zur verwen¬

deten Räumbalkenhöhe relativen Schlammspiegellage hsm/hr- hsm ste^1 n^r

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.


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*


= - 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


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-


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:


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)


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.


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)).


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.


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


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.


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-


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)


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


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.


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


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.


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.


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.

Beckenlänge L Tm] 15.00

Beckenbreite B [m] 1.00

Wassertiefe H [m] 2.15

Abstand Zulauftauchwand - Beckenanfang Xq [m] 0.50

Abstand Zulauftauchwand - Beckensohle h0 [m] 0.35

Verhältnis ho/H [-] 0.163

Lochwandtyp gemäss Abb.: 5.13 dAnzahl Kammern K [-] 4 (volumenqleich)Verhältnis L/L [-] 0.25

Lochflächenanteil £t = FLi/FNB [-] 0.24

Oberflächenbeschickung qA [m/h] 2.0

Rücklaufverhältnis RV [-] 0.5

Trockensubstanzgehalt im Zulauf TSBb [kg/m3] 2.7

Schlammvolumenindex ISV [ml/ql 70

Schlammvolumenbeschickung qsv [l/m^-h] 380

Räumbalkenhöhe (Kettenräumer) hr [m] 0.15

Abstand der Räumbalken ar [m] 4.0

Räumbalkengeschwindigkeit vr [cm/s] 2

Ablaufschwebstoffgehalt (gemessen) TSE aem. [mg/l] 14

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.


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


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


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¬

konfigurationen dynamische Untersuchungen durchgeführt.

188 6 INSTATIONÄRE VERSUCHE

6.2 UNTERSUCHUNGEN

Das Hauptziel der dynamischen Untersuchungen bestand darin, zu

überprüfen, ob sich die positiven Auswirkungen von mit Lochwänden

unterteilten Nachklärbecken gegenüber konventionellen Becken auch unter

solchen Verhältnissen bewahrheiten.

Bei dynamischen Versuchen müssen sämtliche Messgrössen möglichstkontinuierlich über die Zeit erfasst werden können. Dies ist bei der

Versuchsanlage nur für den Zufluss Qo und die Ablauftrübung TSe online

der Fall. Bei der Rücklaufschlammkonzentration und den Schlammspiegel¬

lagen wurden zu bestimmten Zeitpunkten Probenahmen bzw. Ablesungen

durchgeführt. Da im Versuchs-Nachklärbecken keine Schlammverlagerungsimuliert werden konnte, wie dies auf echten Kläranlagen bei Regen¬

wetterbeginn der Fall ist, kann die Belebtschlammkonzentration des

Zulaufs als konstant angenommen werden. Für die dynamischen

Messungen wurden keine Fliessgeschwindigkeiten gemessen, da nur eine

einzige Sonde zur Verfügung stand.

Tab. 6.1 gibt einen Überblick der verschiedenen Randbedingungen der in¬

stationären Versuche; auf Abb. 6.1 ist die Ganglinie für die fünf Versuche

dargestellt. Die Oberflächenbeschickung wurde während den ersten drei

Stunden eines Tests konstant auf qA = 1.0 m/h gehalten. Für die folgenden

30 Minuten wurde sie auf 1.5 m/h erhöht und anschliessend für weitere 30

Minuten wieder auf 1.0 m/h reduziert. Während der nächsten Stunde, also

zwischen der vierten und fünften Versuchsstunde, wurde das Nachklär¬

becken mit der maximalen Oberflächenbeschickung von 2.0 m/h belastet.

Für die letzten zwei Versuchsstunden wurde der Zufluss wieder auf qA =

1.0 m/h gedrosselt. Die Wassertiefe betrug jeweils H = 3.00 m. Der Rück¬

laufschlammfluss wurde in der Versuchsanlage während der gesamten

Dauer eines dynamischen Versuches konstant auf Qrs = 4.17 1/s gehalten,

woraus ein Rücklaufverhältnis RV = Qrs/Q von 1.0 für qA= 1 m/h, 0.67

für qA = 1.5 m/h und 0.5 für qA = 2 m/h resultiert. Dies entspricht durchaus

der heutigen Praxis auf Kläranlagen, wo die Rücklaufschlammpumpen in

den wenigsten Fällen in Abhängigkeit des Zuflusses geregelt sind.

Abb. 6.2 zeigt die verschiedenen Zulaufkonstruktionen. Die Position der

Zulauftauchwand ist durch den Abstand xo zur zulaufseitigen Beckenwand

6INSTATIONARE VERSUCHE 189

und durch den Abstand ho zur Sohle definiert. Für die Versuche Nr. I, III

und IV betrugen sowohl xo als auch ho jeweils 0.5 m. Für die Versuche Nr.

II und V war eine horizontale Prallplatte mit einer Oberfläche von 1 m2 in

einem Abstand von 15 cm (= hr) über dem Schlammtrichter installiert.

Zweck dieser Platte ist die Verhinderung von Kurzschlüssen zwischen

Zulauf und Schlammtrichter.

Versuch Nr. TSBB [kg/m3] ISV [ml/g] Einlaufkonfiguration Lochwände

1 2.8 89 Tauchwand:

Xo=0.5 m, h0=0.5 m~

II 2.0 73 Tauchwand:

Xo=0.5 m, h0=0.35 m;

horizontale Platte

über dem

Schlammtrichter

III 2.9 90 Tauchwand:

Xq=0.5 m, h0=0.5 m3 bei x=3.75, x=7.5

und x=11.25 m

(C=0.17)IV 2.6 85 Tauchwand:

Xo=0.5 m, h0=0.5 m3 bei x=3.75, x=7.5

und x=11.25 m

«=0.21)V 2.2 75 Tauchwand:

Xq=0.5 m, h0=0.35 m;

horizontale Platteüber dem

Schlammtrichter

1 bei x=7.5 m

(C=0.21)

Tab. 6.1: Randbedingungen der instationären Versuche.

qA<m/h)

2.0 —

1.5

1.0

0.5—1

JU

J I... J... .1

12 3 4 6 7 8

Zeit (h)

Abb. 6.1: Ganglinie der dynamischen Versuche: Oberflächenbeschickung qA [m/h] in

Abhängigkeit der Zeit in [h].

Die in den dynamischen Versuchen verwendeten Lochwandkonfiguratio¬nen entsprechen denjenigen von Abb. 5.13c und 5.13d. Der Lochflächen-


anteil einer Lochwand t, ist in Gleichung (5.24) definiert. Für £ = 0.17 ist

die Verteilung der Löcher auf Abb. 5.13c, für C, = 0.21 auf Abb. 5.13d

wiedergegeben. Der Lochdurchmesser betrug konstant Dl = 0.1 m.

Versuch Nr. 1,111,1V

JXo=0.5m M_.

\f ho=0.5m

Qrs-J

Versuch Nr. II und V

ho=0.35m

Abb. 6.2: Zulaufkonfigurationen für die dynamischen Versuche. Im Unterschied zu den

Versuchen Nr. I, UI und IV war bei den Versuchen Nr. II und V über dem

Schlammtrichter eine horizontale Prallplatte eingebaut. Damit beträgt die

effektive Zulaufhöhe ho bei den Versuchen Nr. II und V nur 0.35 m.

6.3 RESULTATE

Abb. 6.3 und 6.4 zeigen den über die Zeit aufgetragenen Schwebstoffgehaltim Beckenablauf für die Ganglinie von Abb. 6.1 und die Versuchsbe¬

dingungen aus Tab. 6.1. Etwa zwei Stunden nach Versuchsbeginn wird

bezüglich Schwebstoffgehalt im Ablauf ein Gleichgewichtszustand

erreicht, der eine weitere Stunde anhält, bevor die erste Zuflusssteigerung

erfolgt. Bei Versuch Nr. V wird dieser Gleichgewichtszustand erst nach ca.

2.5 Stunden erreicht (Abb. 6.4c). Für die Versuche Nr. I und II, bei denen

keine Einbauten im Beckeninnern vorgenommen worden sind, verschlech¬

tert sich die Ablaufqualität sehr rasch nach einer Steigerung des Zuflusses.

Die Zunahme des Schwebstoffgehaltes im Ablauf erfolgt mit einem

Versatz von ca. 15 bis 30 Minuten verglichen mit der Zuflusssteigerung

(Abb. 6.3). Nachklärbecken ohne Einbauten reagieren also äusserst sensitiv

auf Belastungsschwankungen. Nach der Reduktion des Zuflusses auf

Trockenwetterverhältnisse (qA =1.0 m/h) nimmt auch der Schwebstoff¬

gehalt im Ablauf wieder ab, pendelt sich dabei aber allerdings auf einem

höheren Niveau ein, als wenn keine Zuflussschwankungen stattgefunden


hätten. Bei längerer Versuchsdauer hätte der Schwebstoffgehalt im Ablauf

irgendwann wieder auf das ursprüngliche Niveau zurückkommen müssen.

Bei beiden instationären Versuchen am Versuchs-Nachklärbecken ohne

Einbauten war die Nachwirkung sehr lange. Für Versuch Nr. I lag die

Schlammvolumenbeschickung qsv zwischen 249 und498 l/m2h und für

Versuch Nr. II betrug qsv 146 bis 292 l/m2-h.

50.00

TSE [n gfl]

a)

100 150 200 250 300 350 400 450

Zelt ab Messbeginn [Min]

50.00

b)

TSEfna/H

50 100 150 200 250 300 350 400 450


Abb. 6.3: Nachklärbeckenzufluss Q0 [1/s] und Schwebstoffgehalt im Ablauf TSE [mg/l]

in Abhängigkeit der Versuchsdauer für Versuch Nr. I (a) und II (b).


Den Versuchen Nr. III, IV und V sind Strömungsbremsende Einbauten in

Form von Lochwänden im Beckeninnern gemeinsam. Wie Abb. 6.4

verdeutlicht, ist auch bei stark zunehmendem Beckenzufluss praktischkeine Verschlechterung der Ablaufqualität bemerkbar. Der nach ca. 2 bis

2.5 Stunden erreichte Gleichgewichtszustand bleibt auch bei schwanken¬

den Zuflussverhältnissen im Gegensatz zum konventionellen Becken erhal¬

ten. Bei Versuch Nr. V wurde im Gegensatz zu Versuch Nr. II und IV (3

Lochwände) nur eine Lochwand in Beckenmitte eingebaut. Diese redu¬

zierte Dämpfung ist denn auch dafür verantwortlich, dass bei erhöhtem

Zufluss ein leichter Anstieg des Schwebstoffgehaltes im Beckenablauf

festgestellt werden kann"(Abb. 6.4c). Nachklärbecken, die durch mehr als

eine Lochwand unterteilt sind, reagieren auf Zuflussschwankungen weni¬

ger empfindlich und sind stabiler.

Wie schon Krebs et al. (1992) gezeigt haben, können die für die Nachklär¬

beckeneffizienz positiven Auswirkungen auf ein ausgeglicheneres

Geschwindigkeitsfeld und eine günstigere Aufenthaltszeitverteilung (vgl.Abb. 2.6) zurückgeführt werden. Werden die zuströmenden Belebt¬

schlammflocken als Tracer betrachtet, so lassen sich bei Betrachtung der

Versuche Nr. I und II (Abb. 6.3) und Versuch Nr. IV (Abb. 6.4b) folgende

Aussagen formulieren: Bei diesen drei Versuchen war die Nachklärbecken¬

rinne bei Versuchsbeginn mit relativ klarem Brauchwasser gefüllt. Daher

entspricht der Schwebstoffgehalt im Ablauf zur Zeit t = 0 Sekunden etwa 0

[TE/F]. Bei den Versuchen mit dem konventionellen Becken (Nr. I und II)

erfolgt der erste deutliche Anstieg der Ablauftrübung nach ca. 30 Minuten,

während dieser bei Versuch Nr. IV, bei dem das Becken durch drei Loch¬

wände in vier Teilbecken unterteilt ist, erst nach einer knappen Stunde

erfolgt. Der Nachklärbeckendurchfluss beträgt bei einer Oberflächen¬

beschickung von qA = 1.0 m/h während den ersten drei Versuchsstunden Q

= 4.17 1/s. Dies führt gemäss Formel (2.18) zu einer theoretischen Aufent¬

haltszeit von 0 = V/Q = 3 h (= HAja), die bedeutend höher ist als der

Versatz von Zuflusserhöhung und Anstieg der Ablauftrübung.


50.00

40.00

£U 30.00<n

iZ 20.00

o

O

10.00

tfYh^V^^

qA «1.0 [m/h]

> TSE [n gfl]

»oop/s;

50 100 150 200 250 300 350 400 450


a)50.00

b)

0.00 +

50.00

40.00

I

iti 30.00

{2

£.20.00

o

O

10.00

0.00

c)

.TSE [n g/Q

50 100 150 200 250 300 350 400 450


n yVi/iv \ H (1JjTSEIngfl]

n "jhqA-1.0 i

ttjj^ **kf* W^^^Wiy

\i q/U2.0 qA =1.0 [m/h]

50 100 150 200 250 300 350 400 450


Abb. 6.4: Nachklärbeckenzufluss Qo [1/s] und Schwebstoffgehalt im Ablauf TSe [mg/l]

in Abhängigkeit der Versuchsdauer für die Versuche Nr. III (a), IV (b) und

V(c).


Auf der einen Seite werden Nachklärbecken also mit Hilfe von Einbauten

im Beckeninnern unempfindlicher gegenüber Zuflussschwankungen.

Andererseits entsteht durch die Kompartimentierung eines Beckens ein

völlig verändertes Schlammregime (vgl. auch Abb. 5.15). Abb. 6.5 zeigtdie über die Versuchsdauer aufgetragenen durchschnittlichen Schlamm¬

spiegelhöhen hs [cm]. Neben der Mittelung über die Zeit einer Räum¬

balkenperiode Tr (= 200 s) wurden die gemessenen Schlammspiegel auch

noch über einen Viertel der Beckenlänge gemittelt.

6.5a: Versuch Nr. I 6.5b: Versuch Nr. II

300

250

200

I".2.150

100

50

0

-1. Beckenteil-2. Beckenteil

3. Beckenteil-4. Beckenteil

200 300 400

t [Min]

6.5c: Versuch Nr. UI

200 300

t [Min]

500

3.0 300

2.5 250

2.0

1.5 1

1.0

200

¥£.150

100

0.5 50

0.0 0

-1. Beckenteil-2. Beckenteil- 3. Beckenteil-4. Beckenteil

200 300

t [Min]

6.5d: Versuch Nr. IV

-•-1. Kammer

-«-2. Kammer-*- 3. Kammer-•-4. Kammer

_5a

6.5e: Versuch Nr. V

300

250

200

.2.150

100

50

0

-1. Beckenteil-2. Beckenteil- 3. Beckenteil-4. Beckenteil

200 300

t [Min]

3.0

2.5

2.0

400

200 300

t [Min]

3.0

2.5

20„

Abb. 6.5: Durchschnittliche ScWammhöhe hs [cm] in Abhängigkeit der Versuchsdauer.


Für die Versuche ohne Einbauten (Abb. 6.5a und b) resultiert dabei ein

ganz anderer Gradient von hs über die Beckenlänge als für die Versuche

mit Einbauten (Abb. 6.5c, d und e). Speziell bei Versuch Nr. III, bei dem

der durchlässige Anteil einer Strömungsbremse nur 0.17 beträgt und v. a.

die Durchlässigkeit im unteren Teil massiv reduziert ist, ist die Schlamm¬

spiegeldifferenz von der einen zur nächsten Kammer bedeutend. Diese

Differenz erzeugt erneut einen Dichtestrom in der folgenden Kammer und

verringert dort den Absetzgrad.

Wie bei den stationären Versuchen erwähnt ist der Rücktransport des

abgesetzten Belebtschlammes in den Schlammtrichter für die Versuche mit

Einbauten bedeutend schwieriger und zeitintensiver. Diesem Nachteil kann

allerdings mit einem Saugräumsystem (vgl. Baumer et al, 1995) begegnetwerden. Die Räumleistung musste dann in Zonen mit hoher Schlamm¬

schicht bzw. mit hoher Bodenschlammkonzentration gesteigert werden.

Saugräumer sind für eine konzentrationsabhängige Schlammräumungbesonders gut geeignet, da sie einerseits den abgesetzten Belebtschlamm

an Ort und Stelle entfernen und da bei Saugräumern der Einbau einer

Konzentrationsmessonde keine grossen Probleme bereitet.

Für Versuch Nr. V wurden an zwei verschiedenen vertikalen Profilen die

Belebtschlammkonzentrationen TS(z) [mg/l] erfasst. Diese sind für die

Zeiten t = 135', 285' bzw. 375 Minuten nach Versuchsbeginn in Abb. 6.6

aufgezeichnet. Abb. 6.6a zeigt die vertikalen Konzentrationsprofile bei x =

3.00 m und Abb. 6.6b bei x = 10.00 m. Die maximal erreichbare Boden¬

schlammkonzentration beträgt in einer Höhe z = 0.05 m ca. 12 kg/m3 oder

kann bis auf mehr als den fünffachen Wert der Zulaufkonzentration

ansteigen (TSbb = 2.2 kg/m3). Infolge der turbulenten Strömung und

infolge der Räumbalkenbewegung schwanken die Schlammkonzentratio¬

nen an jeder Stelle im Nachklärbecken über die Zeit. In Abb. 6.6 sind

daher sowohl die minimalen (dünne Linien) als auch die maximalen

Konzentrationen (dicke Linien) angegeben. Da die Messungen mit den

Handkonzentrationsmessgeräten HS 1 bzw. HT 1 (vgl. Kapitel 3.4.3 und

3.4.4) durchgeführt wurden, ist eine Mittelung "von Auge" nicht möglich.Die mittleren Schlammspiegellagen hsm wurden zu den Zeitpunkten t = 0',

30', 60', 90', 120', 150', 180', 210', 240', 270', 300', 330', 360', 390' und 420

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'


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.


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.


- 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.


- 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.


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


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


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.


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-


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


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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213

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SYMBOLE

A

A'

[m2][kg/s-ml

Nachklärbeckenoberfläche

empirisch ermittelter Koeffizient (Rheologie)Aeff [m2] effektiv wirksame Absetzfläche bei

LamellenseparatorenAL [m2] Räche einer Einzellamelle

Ai [m3] Oberfläche der i-ten Beckenkammer

Am [m3] Oberfläche der Beckenkammer (i-1)

Ai [m3] Oberfläche der ersten Beckenkammer

a [m/hl Konstante

a' [s] RockungsparameteraL [m] Lochabstand

an [-] Konstante

ar [m] Räumbalkenabstand (= 4 m in der vorliegendenUntersuchung)

ao [-] Konstante

ai [-] Konstante

a2 [-] Konstante

a3 [-1 Konstante

B [ml Beckenbreite

b [ml Abstand eines Messpunktes von der Strahlachse

eines Jets

b' [s2l Rockungsparameterb* [m/h] Konstante

br [m] RäumbalkenlängeC [l/m3] Variable (abhängig von der Eindickzeit ie)CA [ppm] Zulaufkonzentration

Ca,i [kg/m3] Anfangskonzentration im ersten Reaktor einer

Rührkesselkaskade

CA,i [kg/m3] Anfangskonzentration in einem Reaktor i einer

Rührkesselkaskade

CA,i-l [kg/m3] Anfangskonzentration in einem Reaktor (i-1)einer Rührkesselkaskade

CE [ppm] Ablaufkonzentration

Cu(f) [m] Co-Spektrumc [m/s] Schallgeschwindigkeit (im Wasser: c = 1450 m/s)c' [mg/l] Konzentration/Restverschmutzungcsi [s] Konstante (= 10500 s)

CO [-] Konstante

ci [-] Konstante

D [m] Durchmesser eines Rundbeckens

DL [m] Lochdurchmesser (auch in [cm])Dt [m2/h] turbulenter Diffusionskoeffizient

Di [m] Teilchendurchmesser von flockenden Partikeln

(auch in [um])

240 SYMBOLE

D2 [m] Teilchendurchmesser von flockenden Partikeln

(auch in [jxm])d [s] Konstante

dp [m] Partikeldurchmesser

Ekin [Nm] kinetische Energie

Epotm [Nm] mittlere potentielle EnergieEpot max [Nm] maximale potentielle EnergieF [-] Froudezahl

FD [-] densimetrische Froudezahl

Fdo [-] densimetrische Froudezahl im Zulauf

Fl [m2] Summe aller Lochflächen bzw. aller durchlässigenRächen über einen Querschnitt

Fo [m2] Summe aller Lochflächen bzw. aller durchlässigenRächen der i-ten Wand

Fu-i [m2] Summe aller Lochflächen bzw. aller durchlässigenRächen der Wand (i-1)

Fli [m2] Summe aller Lochflächen bzw. aller durchlässigenRächender ersten Wand

Fnb [m2] Querschnittsfläche des Nachklärbeckens

f [s-l] Frequenzf(Teff) [Min-i] Verteilung der effektiven Aufenthaltszeiten (auch

in [h-i])f* [m3/kg] Konstante

fo [Hz] Sendefrequenzfl [Hz] EmpfangsfrequenzG [s-1] GeschwindigkeitsgradientGL [s-1] mittlerer Geschwindigkeitsgradient nach der

Lochwand

Gm [s-1] mittlerer GeschwindigkeitsgradientGopt [s-l] optimaler G-Wert (Partikelzahl infolge Rockung

minimal)g [m/s2] Erdbeschleunigung (= 9.81 m/s2)g' [m/s2] reduzierte Erdbeschleunigung (= g-Ap/p)gARS [kg/s-np-] Feststofffluss aufgrund des Rücklaufschlammes

gl [kg/s-nv-] limitierender totaler Feststofffluss

gs [kg/s-m:*] Feststofffluss aufgrund der Sedimentation

gt [kg/s-nv-] totaler Feststofffluss (= gs+ gARs)H [m] Wassertiefe

Hmin [m] minimale Nachklärbeckentiefe (= 3 m nach

ATV, 1991)Ha [-] Hazenzahl

h [m] Abflusshöhe oder Fülltiefe bei einem Absetzversuch

im Standzylinderhr [m] Räumbalkenhöhe (= 0.15 m in der vorliegenden

Untersuchung)hs [m] Schlammspiegelhöhe (allgemein)

SYMBOLE 241

hsi [m] mittlere Schlammspiegelhöhe im ersten Teilbecken

hs2 [m] mittlere Schlammspiegelhöhe im zweiten Teilbecken

hs3 [m] mittlere Schlammspiegelhöhe im dritten Teilbecken

hs4 [m] mittlere Schlammspiegelhöhe im vierten Teilbecken

hsi* [m] Konstante (=-0.7 m)hsi [m] mittlere Schlammspiegelhöhe im i-ten Teilbecken

hsi-i [m] mittlere Schlammspiegelhöhe im Teilbecken (i-1)hsm [m] mittlere Schlammspiegelhöhe an einer Stelle x

hs max [m] maximale Schlammspiegelhöhehsmin [m] minimale Schlammspiegelhöheho [m] Zuflusshöhe zum Nachklärbecken oder Öffnungshöhe

bei einem Wandstrahl

hom [m] Zuflusshöhe bei minimaler totaler Energie im Zulauf

hi [m] Höhe der Klarwasserzone oder gesamte Wassertiefe

bei einem Dichtestrom

I12 [m] Höhe der Trennzone oder Höhe des Überstandswassersbei einem Dichtestrom

h3 [m] Höhe der Speicherzone oder der Zwischenschicht eines

Dichtestromes

h4 [m] Höhe der Räum- und Eindickzone oder der Körper¬höhe eines Dichtestromes

h4,red [m] reduzierte Höhe der Räum- und Eindickzone

hs [m] Sohlenabstand der "Nase" eines Dichtestromes

ISV [1/kg] Schlammvolumenindex (unverdünnt); auch in [ml/g]j [N/m2] experimentell ermittelte Konstante

K [-] Anzahl Kammern

Ke [-] KeuleganzahlKa [m3/kg] Aggregationskoeffizient (Rockung)Kb [m3s/kg] Breakup-Koeffizient (Rockung)Ka [-] generelle Aggregationskonstante (Rockung)Kb' [s] generelle Breakup-Konstante (Rockung)Ka" [s-m-473] Aggregationskonstante (Rockung)Kb" [s2-nr2] Breakup-Konstante (Rockung)Ks' [kg/m3] Sättigungsbeiwert bzw. Affinitätskonstante

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

Ln [m] Länge der Beckenkammer (i-1)

242 SYMBOLE

Li [m]m [kg]m' HNPe [-]n [-]n' [-]n [-]n* [-]nr [1/h]ni© [m-3]nii [m-3]P [W]Q [m3/s]

Länge der ersten Beckenkammer

Masse

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

U(f) [m] komplexes AmphmdenspektrumU*(f) [m] konjugiert komplexes AmphtudenspektrumUo [m/s] Ausbreitungsgeschwindigkeit der Dichtefront (beim

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




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¬

einheit (bzw. [kg-m2/kg-s3])C, [-] Lochflächenanteil = f£/Fnb£i [-] Lochflächenanteil der i-ten Lochwand (= Fu/Fnb)

£i.l [-] Lochflächenanteil Lochwand (i-1) (= Fu-i/Fnb)

£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)

Leer - Vide - Empty

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,

Felduntersuchungen, Gutachten, Beratungen

1995 Absolvierung Stabslehrgang I

1991-1996 Bearbeitung der Dissertation an der VAW

Leistungssteigerung von Nachklärbecken mit Hilfe von Einbauten

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