POLSKA INśYNIERIA ŚRODOWISKA PIĘĆ LAT PO WSTĄPIENIU DO UNII EUROPEJSKIEJ Tom 1

Transkrypt

1 POLSKA AKADEMIA NAUK KOMITET INśYNIERII ŚRODOWISKA MONOGRAFIE Nr 58 POLSKA INśYNIERIA ŚRODOWISKA PIĘĆ LAT PO WSTĄPIENIU DO UNII EUROPEJSKIEJ Tom 1 Pod redakcją Janusza Ozonka, Małgorzaty Pawłowskiej LUBLIN 2009

2 Pod redakcją: dr hab. Janusza Ozonka, prof. PL dr Małgorzaty Pawłowskiej Komitet Redakcyjny: prof. dr hab. Lucjan Pawłowski Redaktor Naczelny prof. dr hab. inŝ. Wojciech Adamski prof. dr hab. Kazimierz Banasik prof. PŚk dr hab. ElŜbieta Bezak-Mazur prof. dr hab. inŝ. January Bień prof. dr hab. inŝ. Ryszard BłaŜejewski prof. PL dr hab. Marzenna Dudzińska prof. dr hab. inŝ. Michał Bodzek prof. dr hab. inŝ. Józef Dziopak dr hab. Stanisław Gruszczyński prof. dr hab. inŝ. Janusz JeŜowiecki dr hab. inŝ. Andrzej Jędrczak prof. dr hab. inŝ. Piotr Kowalik prof. dr hab. inŝ. Andrzej Królikowski prof. PK dr hab. inŝ. Krzysztof Knapik prof. dr hab. Marian Mazur prof. dr hab. inŝ. Korneliusz Miksch prof. dr hab. inŝ. Krystyna Olańczuk-Neyman prof. dr hab. inŝ. Jan Pawełek prof. dr hab. inŝ. Hanna Obarska-Pempkowiak prof. dr hab. inŝ. Tadeusz Piecuch dr hab. inŝ. Bernard Quant, prof. PG prof. dr hab. inŝ. Czesława Rosik-Dulewska prof. PW dr hab. inŝ. Marian Rosiński prof. dr hab. inŝ. Jerzy Sobota prof. dr hab. inŝ. Marek Sozański prof. dr hab. inŝ. Kazimierz Szymański prof. dr hab. inŝ. Tomasz Winnicki prof. PŁ dr hab. inŝ. Marek Zawilski prof. dr hab. Roman Zarzycki prof. dr hab. inŝ. Jerzy Zwoździak Komitet InŜynierii Środowiska PAN PUBLIKACJA SFINANSOWANA ZE ŚRODKÓW WOJEWÓDZKIEGO I NARODOWEGO FUNDUSZU OCHRONY ŚRODOWISKA I GOSPODARKI WODNEJ ISBN druk: Perfekta info, tel

3 SPIS TREŚCI Wpływ załoŝeń obliczeniowych na wartość wskaźnika zapotrzebowania energii pierwotnej dla potrzeb przygotowania ciepłej wody uŝytkowej B. Babiarz....9 Oczyszczanie ścieków zawierających ropopochodne na złoŝach hydrofitowych z wykorzystaniem makrofitów: Phragmites australis i Salix viminalis T. Bergier, A. Włodyka-Bergier...17 Analiza eksploatacji sieci wodociągowej miasta Mielca K. Boryczko, B. Tchórzewska-Cieślak. 27 Wpływ zawartości Si i Al w popiele lotnym na tworzenie się frakcji zeolitowych typu Na-P1 D. Bukalak, I. Majchrzak-Kucęba, W. Nowak...35 Polichlorowane dibenzo-para-dioksyny i polichlorowane ibenzofurany w przemyśle metalurgicznym D. Burchart-Korol.. 49 Ograniczenie ładunku biogenów na oczyszczalni poprzez oczyszczanie wód osadowych w procesie odwróconej osmozy J. Ćwikła, K. Konieczny 55 Usuwanie estrogennych mikrozanieczyszczeń organicznych z wody w procesie odwróconej osmozy (RO) i nanofiltracji (NF) M. Dudziak, M. Bodzek...63 Suszenie osadów ściekowych w układzie z pompą ciepła pracującą z dwutlenkiem węgla jako czynnikiem ziębniczym A. Flaga-Maryańczyk, J. Schnotale. 73 Podatność magnetyczna i zawartość metali cięŝkich w pyłach z cementowni stosującej metodę suchą B. J. Gołuchowska, G. Kusza..87 Arsen i antymon w wodach wodociągowych Górnośląskiego Okręgu Przemysłowego M. Jabłońska, S. Szopa, R. Skorek. 97 Otrzymywanie soli magnezu z odpadów pochodzących z procesu pozyskiwania wysokojakościowych koncentratów cynku A. Jarosiński, L. Madejska 107

4 Zmiany wybranych wskaźników jakości wody antropogenicznego zbiornika Pławniowice w pierwszych pięciu latach rekultywacji metodą usuwania wód hipolimnionu. M. Kostecki Wpływ ruchu drogowego na stęŝenia PM 2.5, PM 10 i WWA w warunkach wysokiej i niskiej emisji komunalnej B. Kozielska, W. Rogula-Kozłowska, J.S. Pastuszka Modelowanie numeryczne wpływu awarii sieci kanalizacji sanitarnej na środowisko glebowe I. Krukowski, M. K. Widomski, M. Iwanek Oczyszczanie gnojowicy z zastosowaniem technik membranowych A. Kwiecińska, K. Konieczny. 147 Usuwanie barwników ze ścieków przemysłu farbiarskiego metodą sorpcji na iłach smektytowych J. Kyzioł-Komosińska, M. Pająk, K. Walor 153 Synteza materiału mezoporowatego MCM-41 z popiołów lotnych i jego zastosowanie do adsorpcji CO 2 I. Majchrzak-Kucęba, D. Bukalak, W. Nowak.161 Degradacja WWA w roztworze wodnym w warunkach kawitacji hydrodynamicznej J. Ozonek, A. Odrzywolski, M. Depta, J. Kujawska Wpływ jonów siarczanowych na usuwanie boru z roztworów wodnych I. Pasiecznik, M. Mańczak, W. Szczepaniak Usuwanie hydrofobowych zanieczyszczeń ropopochodnych z gleby metodą odmywania za pomocą roztworów związków powierzchniowo czynnych. S. Pastewski, P. Czacharowski, K. Mądrzycka Porównanie efektywności mikrobiologicznego odsiarczania biogazu w bioskruberach i biofiltrach z warstwą nawadnianą M. Pawłowska, M. Zdeb.191 Biologiczne usuwanie specyficznych organicznych zanieczyszczeń przed i po procesie Fentona K. Piaskowski, R. Świderska-Dąbrowska.199 Badanie wpływu właściwości wód modelowych na fouling podczas ultrafiltracji z wykorzystaniem membrany celulozowej A. Płatkowska, M. Bodzek..217

5 Oznaczanie i identyfikacja Cryptosporidium w wodzie i ściekach za pomocą bezpośredniej izolacji DNA i RFLP-PCR. M. Polus, R. Kocwa-Haluch. 225 Usuwanie metali cięŝkich z wody rzeki Warty w procesach infiltracji i filtracji. A. Pruss, J.JeŜ-Walkowiak, Z. Dymaczewski, M. Michalkiewicz Problemy podczyszczania ścieków z produkcji olejów jadalnych L. Przywara Wpływ naturalnych substancji organicznych w wodzie powierzchniowej na fouling w procesie ultrafiltracji M. Rajca, M. Bodzek Wpływ dodatku odcieków ze składowisk odpadów komunalnych na efektywność pracy komunalnej oczyszczalni ścieków badania modelowe B.Quant, K. Olańczuk-Neyman, S. Fudala-KsiąŜek, A. Łuczkiewicz, E. Kulbat, K.F Czerwionka. 259 Ilościowy opis zagadnień inŝynierii środowiska teoria i praktyka J. M. Sawicki Wpływ czasu trwania fazy gorącej kompostowania na usuwanie WWA I. Siebielska, R. Sidełko.281 Kilka refleksji o wykorzystaniu modeli matematycznych w symulacji procesów oczyszczania ścieków metodą osadu czynnego A. Sochacki, L. Płonka, K. Miksch Zastosowanie badań ankietowych do oceny zapachowej jakości powietrza I. Sówka, A. Nych, J. Zwoździak, Mirosław Szklarczyk Prewencja i ograniczenie zanieczyszczeń powodowanych przez odpady w przemyśle górniczym Z. Strzyszcz, T. Magiera, A.Łukasik.305 Analiza własności chemicznych popiołów lotnych pod kątem syntezy zeolitu Na-A D. Sztekler, I. Majchrzak - Kucęba, W. Nowak Związki chromu w osadach ściekowych z przemysłu garbarskiego K. Szymański Wpływ dezintegracji ultradźwiękowej na przebieg fermentacji metanowej R. Tomczak-Wandzel, K. Mądrzycka, M. Cimochowicz Rybicka.331 Energetyczne wykorzystanie osadów ściekowych S. Werle, R. K. Wilk Czy biomasa jest paliwem ekologicznym? G. Wielgosiński..347

6 WPŁYW ZAŁOŻEŃ OBLICZENIOWYCH NA WARTOŚĆ WSKAŹNIKA ZAPOTRZEBOWANIA ENERGII PIERWOTNEJ DLA POTRZEB PRZYGOTOWANIA CIEPŁEJ WODY UŻYTKOWEJ THE INFLUENCE OF CALCULATING ASSUMPTIONS ON THE ENERGY CONSUMPTION COEFFICIENT VALUE FOR HOT DRINKING WATER Bożena Babiarz Zakład Ciepłownictwa i Klimatyzacji, Politechnika Rzeszowska, Al. Powstańców Warszawy 6, Rzeszów, bbabiarz@prz.edu.pl ABSTRACT The work contains sample annual energy consumption calculations for hot drinking water in detached house. These calculations have been made on the assumed basis of several parameters, systems and the level of accuracy of the calculations. Efficiencies of distribution and accumulation systems were determined in both a simplified and detailed way. Calculations have been made for different systems such as a system with natural and pumping circulation or a system without circulation. The results of the analysis were compared. Key words: energy, hot drinking water, calculation Wstęp W ostatnich dniach jesteśmy świadkami wprowadzania wielu uregulowań prawnych dotyczących obiektów budowlanych i ich wyposażenia. Rozporządzenia Ministra Infrastruktury z dnia 6 listopada 2008 r. oraz 12 marca 2009 zmieniające rozporządzenie w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie [Dz. U nr 201, poz. 1238, Dz. U nr 201, poz. 1239], wprowadziły wiele zmian w kwestii ochrony cieplnej budynków, jej oceny oraz wymagań charakterystyki energetycznej budynków. Wprowadzona została metodologia obliczania charakterystyki energetycznej budynku i lokalu mieszkalnego lub części budynku stanowiącej samodzielną całość techniczno-użytkową oraz sposobu sporządzania charakterystyki energetycznej budynku [Dz. U nr 201, poz. 1240]. Zmianie uległy również zakres i forma projektu budowlanego, który powinien dodatkowo zawierać charakterystykę energetyczną obiektu, [Dz. U nr 201, poz. 1239, Dz. U nr 89, poz. 414]. Wprowadzone akty prawne są następstwem realizacji postanowień Dyrektywy 2002/91/EC Parlamentu Europejskiego i Rady Europy z dnia 16 grudnia 2002 r. dotyczącej jakości energetycznej budynków,, której głównym celem była promocja poprawy jakości energetycznej budynków w obrębie państw Wspólnoty przy uwzględnieniu typowych dla danego kraju zewnętrznych i wewnętrznych warunków klimatycznych oraz rachunku ekonomicznego. Spełnienie wymagań odnośnie certyfikacji energetycznej budynków i ich realizacja wiąże się z koniecznością zastosowania aktualnych metod obliczeniowych oraz dostosowania układów instalacji do aktualnych wymagań. W odniesieniu do instalacji ciepłej wody użytkowej (c.w.u.) są to wymagania zawarte głownie w przepisach [PN- 99/B-01706, PN-EN 1717: 2003, Dz. U nr 201, poz. 1238, Dz. U nr 75, poz. 690]. Metodologia obliczeń rocznego zapotrzebowania energii pierwotnej dla przygotowania ciepłej wody użytkowej Energia pierwotna dla potrzeb przygotowania ciepłej wody użytkowej (c.w.u.) jest jednym ze składników rocznego zapotrzebowania na energię pierwotną budynku obok zapotrzebowania energii pierwotnej dla potrzeb ogrzewania i wentylacji, chłodzenia, oświetlenia w zależności od przeznaczenia budynku, [Dz. U nr 201, poz. 1240]. Wskaźnik rocznego zapotrzebowania na energię pierwotną EP dla budynków mieszkalnych, w których energia potrzebna jest dla potrzeb przygotowania c.w.u. oraz ogrzewania i wentylacji wyznacza się według wzoru: gdzie: Q P EP = kwh/m 2 rok (1) A f

7 10 Q P - roczne zapotrzebowanie na energię pierwotną budynku dla ogrzewania, wentylacji i przygotowania ciepłej wody oraz napędu urządzeń pomocniczych; kwh/rok A f - powierzchnia ogrzewana (o regulowanej temperaturze) budynku; m 2 Roczne zapotrzebowanie na energię pierwotną analizowanego budynku Q P QP, H + QP, W = kwh/rok (2) gdzie: Q P,H - roczne zapotrzebowanie na energię pierwotną przez system grzewczy i wentylacyjny do ogrzewania i wentylacji; kwh/rok Q P,W - roczne zapotrzebowanie na energię pierwotną przez system do podgrzania ciepłej wody; kwh/rok Q P, H ww QK, H + wel Eel, pom, H = kwh/rok (3) Q P, W ww QK, W + wel Eel, pom, W = kwh/rok (4) gdzie: Q K,H - roczne zapotrzebowanie na energię końcową przez system grzewczy i wentylacyjny do ogrzewania i wentylacji; kwh/rok Q K,W - roczne zapotrzebowanie na energię końcową przez system do podgrzania ciepłej wody; kwh/rok E el,pom,h - roczne zapotrzebowanie na energię elektryczną końcową do napędu urządzeń pomocniczych systemu ciepłej wody; kwh/rok w i - współczynnik nakładu nieodnawialnej energii pierwotnej na wytworzenie i dostarczenie nośnika energii (lub energii) końcowej do ocenianego budynku (w el, w H,w W ), który określa dostawca energii lub nośnika energii; w el dotyczy energii elektrycznej, w H dotyczy ciepła dla ogrzewania, w W dotyczy ciepła do przygotowania ciepłej wody użytkowej. Roczne zapotrzebowanie na energię końcową przez system do podgrzania ciepłej wody wyznacza się według zależności: QW, nd Q = kwh/rok (5) η K, W η W, tot = (6) W, tot ηw, g ηw, d ηw, s ηw, e gdzie: Q W,nd - zapotrzebowanie na energię użytkową (ciepło użytkowe) przez system przygotowania c.w.u. budynku; kwh/rok η H,tot - średnia sezonowa sprawność całkowita systemu przygotowania c.w.u. budynku, η H,g - średnia sezonowa sprawność wytworzenia nośnika ciepła z energii dostarczanej do granicy bilansowej budynku (energii końcowej), η H,s - średnia sezonowa sprawność akumulacji ciepła w elementach pojemnościowych systemu c.w. budynku (w obrębie osłony bilansowej lub poza nią), η H,d - średnia sezonowa sprawność transportu (dystrybucji) nośnika ciepła w obrębie budynku (osłony bilansowej lub poza nią), η H,e - średnia sezonowa sprawność wykorzystania, η H,e =1,0, Wzór 6 upraszcza się do postaci: η W, tot ηw, g ηw, d ηw, s = (7) Sprawności cząstkowe należy wyznaczyć w oparciu o: obowiązujące przepisy, dokumentację techniczną budynku i instalacji oraz urządzeń, wiedzę techniczną oraz wizję lokalną budynku, dostępne dane katalogowe urządzeń, elementów instalacji ogrzewczej i wentylacyjnej budynku, tabele nr 2, 3a, 3b, 4a, 4b, 5 w Załączniku nr 5 do Rozporządzenia Ministra Infrastruktury w sprawie metodologii obliczania charakterystyki energetycznej budynku z dnia r, [Dz. U nr 201, poz. 1240]. Roczne zapotrzebowanie na energię użytkową (ciepło użytkowe) dla potrzeb c.w.u. wyznacza się według zależności:

8 11 Q W, nd V = CWi L i c w ρ w ( θ θ ) cw o k t t UZ kwh/a (8) gdzie: V cwi jednostkowe dobowe zużycie c.w.u., dm 3 /(j.o.) d, L i liczba jednostek odniesienia, należy przyjmować zgodnie z projektem lub dla budynków istniejących według stanu rzeczywistego, c w - ciepło właściwe wody, kj/(kgk), ρ w - gęstość wody, kg/m 3, θ CW temperatura ciepłej wody w zaworze czerpalnym, 0 C, θ O temperatura wody zimnej, 10 0 C, k t mnożnik temperatury dla temperatury c.w. innej niż 55 0 C, t uz czas użytkowania instalacji c.w.u. d/rok. Sprawności cząstkowe można wyznaczyć w sposób dokładny na podstawie analizy układów dystrybucji i akumulacji c.w.u. według wzorów (9, 11). Średnia sezonowa sprawność dystrybucji ciepłej wody QW, nd η = (9) W, d ( Q + Q ) W, nd W, d gdzie: Q W,nd - zapotrzebowanie na energię użytkową (ciepło użytkowe) przez system przygotowania c.w.u. budynku; kwh/rok, Q W,d uśrednione roczne straty dystrybucji ciepła w instalacji c.w.u. budnku (w osłonie bilansowej lub poza nią), kwh/rok, Straty ciepła sieci transportu ciepłej wody użytkowej: = Σ 3 ( l q t ) Q kwh/a (10), 10 W d i li cw gdzie: l i - długość i-tego odcinka przewodu instalacji c.w.u., m, q li jednostkowe straty ciepła przewodów c.w.u., W/m, t cw czas działania układu c.w. w ciągu roku, h, Średnia sezonowa sprawność akumulacji ciepłej wody ( QW, nd + QW, d ) η = (11) W, s ( Q + Q + Q ) W, nd W, d W, s gdzie: Q W,s uśrednione roczne straty akumulacji ciepła w elementach pojemnościowych instalacji c.w.u. budynku (w osłonie bilansowej lub poza nią), kwh/rok, Straty ciepła układu akumulacji ciepłej wody: 3 ( V q t ) Q = Σ kwh/a (12), 10 W s s s cw gdzie: V i - pojemność zasobnika c.w., dm 3, q s jednostkowe straty ciepła zasobnika c.w., W/dm 3, t cw czas działania układu c.w. w ciągu roku, h. Roczne zapotrzebowanie na energię pomocniczą dla potrzeb c.w.u. wyznacza się według zależności: E q A t kwh/rok (13) 3,, = Σ,, 10 el pom W i el W i f eli

9 12 gdzie: q el,w,i zapotrzebowanie mocy elektrycznej do napędu i tego urządzenia pomocniczego w systemie przygotowania c.w. odniesione do powierzchni ogrzewanej, W/m 2, t eli czas działania urządzenia pomocniczego w systemie przygotowania c.w. w ciągu roku, zależny od programu eksploatacyjnego, h. Obliczenia wariantowe dla przykładowego budynku Obliczenia wykonano dla istniejącego budynku jednorodzinnego, oddanego do użytkowania w roku Powierzchnia użytkowa ogrzewana budynku wynosi 200 m 2. Budynek zamieszkuje 5 mieszkańców. Ciepła woda podgrzewana jest za pomocą pojemnościowego podgrzewacza gazowego. Przewody instalacji są izolowane, a grubość izolacji odpowiada wymaganiom warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie, [PN-B :2000, Dz. U nr 201, poz. 1240]. Uwzględniono warianty obliczeń: dla układu z cyrkulacją oraz bez cyrkulacji rozróżniając dodatkowo jej wymuszenie oraz stopień dokładności obliczeń, zgodnie z założeniami: - wariant Ia, w przypadku braku dokładnych danych, dotyczących instalacji, układ bez cyrkulacji, - wariant Ib obliczenia uproszczone, układ z cyrkulacją grawitacyjną, - wariant Ic obliczenia uproszczone, układ z cyrkulacją wymuszoną, - wariant IIa obliczenia dokładne, na podstawie analizy instalacji, układ bez cyrkulacji, - wariant IIb obliczenia dokładne, na podstawie analizy instalacji, układ z cyrkulacją grawitacyjną, - wariant IIb obliczenia dokładne, na podstawie analizy instalacji, układ z cyrkulacją wymuszoną. Dane dotyczące instalacji c.w.u.: Długości przewodów zasilających c.w. o danych średnicach: - długość przewodów o średnicy DN 15 mm: l 15 =10 m - długość przewodów o średnicy DN 20 mm: l 20 =8 m - długość przewodów o średnicy DN 25 mm: l 25 =5 m - długość przewodów o średnicy DN 32 mm: l 32 =8 m Długość przewodów cyrkulacyjnych c.w. o średnicach 10 i 15mm: l cyrk =12 m Obliczenia wykonano dla układu z cyrkulacją i bez cyrkulacji uwzględniając przyjęcie wartości sprawności układów instalacji c.w., (wariant Ia, Ib, Ic) oraz jej obliczenie na podstawie analizy strat ciepła w układzie dystrybucji i akumulacji, (wariant IIa, IIb, IIc), według rozporządzenia, [Dz. U nr 201, poz. 1240]. Dane do obliczeń: V cwi = 35 dm 3 /(j.o.) doba L i = 5 j.o c w = 4,19 kj/(kgk) ρ w = 1000 kg/m3 θ CW = 55 C θ O = 10 C k t = 1 t uz = 365 0,9 =328,5 d/rok ( 55 10) , ,5 Q W, nd = = 3010,90 kwh / rok Wyznaczenie sprawności elementów instalacji Średnia sezonowa sprawność wytworzenia nośnika ciepła z wykorzystaniem gazowego podgrzewacza zasobnikowego, według [Dz. U nr 201, poz. 1240]: η W,g = 0,86 Średnia sezonowa sprawność dystrybucji ciepłej wody dla układu z cyrkulacją i bez, wzór (9): η W,d = 0,60 Jednostkowe straty ciepła: q li = 2,5W/m dla DN10 15 q li = 2,7W/m dla DN20 32 t cwu =24 365=8760 h/a

10 ( 10 2,5 8760) 10 + (21 2,7 8760) ,69 kwh a Q W, d = = / 3010,9 η W, d = = ( 3010, ,69) 0,81 Sprawność dystrybucji dla układu z cyrkulacją wyznaczono według wzoru (9): L cyrk =12 m q li = 6,1W/m dla DN10-15 t cwu =4 365=1460 h/a Q 3 ( 12 6,1 1460) ,87 kwh a W, d, cyrk = = / 3010,9 η W, d = = ( 3010, , ,87) 0,785 Dla układu z cyrkulacją L cyrk =12 m q li = 6,1W/m dla DN10-15 t cwu =4 365=1460 h/a Straty ciepła zasobnika ciepłej wody, wzór (12): 3 ( 200 2, ) , 28 Q kwh/a W, s = = Średnia sezonowa sprawność akumulacji ciepłej wody, wzór (11): η W,s = 0,68 q s = 2,41W/dm 3 q li = 2,7W/m t cwu =24 365=8760 h/a V=200 m 3 = 3010, ,69 η W, s = ( 3010, , ,28) 0,50 Z cyrkulacją η W = 3010, ,69 ( 3010, , , ,28), s = 0,49 Całkowita sezonowa sprawność systemu c.w.u. Wariant Ia, Ib, Ic = 0,86 0,6 0,68 η W, tot = 0,3509 Wariant IIa - w przypadku instalacji bez cyrkulacji η = 0,86 0,81 0,50 0,3483 W, tot = Wariant IIb, IIc - w przypadku instalacji z cyrkulacją η = 0,86 0,785 0,49 0,3329 W, tot = Wyznaczenie rocznego zapotrzebowania na energię pomocniczą dla potrzeb c.w.u. Zapotrzebowanie na energię pomocniczą dla układu z cyrkulacją wymuszoną wyznaczono według wzoru (13), dla danych: q el,w,i = 0,07W/m 2 A f = 200 m 2 t el,i =4 365=1460 h/a

11 14 3 Eel, pom, W = 0, = 20,44 kwh / a Roczne zapotrzebowanie na energię końcową przez system c.w.u. Roczne zapotrzebowanie na energię końcową przez system c.w.u. dla poszczególnych wariantów obliczono według wzoru (5): Wariant Ia, Ib, Ic 3010,9 = 0,3509 K, W = 8580,51 Q kwh/a Wariant IIa - w przypadku instalacji bez cyrkulacji 3010,9 = 0,3483 K, W = 8644,56 Q kwh/a Wariant IIb, IIc - w przypadku instalacji z cyrkulacją 3010,9 = 0,3329 K, W = 9044,46 Q kwh/a Roczne zapotrzebowanie na energię pierwotną przez system c.w.u. Wariant Ia, Ib Q = 1,1 8580,9 9438,99 kwh/rok P, W = Q P, W ww QK, W + wel Eel, pom, W = kwh/a Wariant Ic Q = 1,1 8580, , ,31 kwh/rok P, W = Wariant IIa Q = 1,1 8644, ,02 kwh/rok P, W = Wariant IIb Q = 1,1 9044, ,91 kwh/rok P, W = Wariant IIc Q = 1,1 9044, , ,23 kwh/rok P, W = Wskaźniki zapotrzebowania na energię pierwotną i końcową Wskaźniki rocznego zapotrzebowania na energię pierwotną EP wyznaczono według wzoru (1), dla poszczególnych wariantów obliczeniowych. Analogicznie wyznaczono wskaźniki zapotrzebowania na energię końcową dla potrzeb c.w.u. uwzględniając wyszczególnione warianty. Wariant Ia, Ib W 9438,99 = = 47,19 200, ,51 = = 42,90 200,00 EP kwh/m 2 rok EK kwh/m 2 rok W Wariant Ic 9500,31 EP W = = 47,50 kwh/m 2 rok 200,00

12 15 Wariant IIa 9509,02 EP W = = 47,55 kwh/m 2 rok 200,00 Wariant IIb 9948,91 EP W = = 49,74 kwh/m 2 rok 200,00 Wariant IIc 10010,23 EP W = = 50,05 kwh/m 2 rok 200,00 Wartości podstawowych parametrów charakterystyki energetycznej dla poszczególnych wariantów obliczeń zestawiono w tab.1. Tab. 1. Porównanie podstawowych parametrów charakterystyki energetycznej budynku Parametr Warianty I Warianty II Ia Ib Ic IIa IIb IIc Q K,W 8580, , , , , ,46 [kwh/rok] η W,tot 0,3509 0,3509 0,3509 0,3483 0,3329 0,3329 Q P,W 9438, , , , , ,23 [kwh/rok] EK W 42,90 42,90 42,90 43,22 45,22 45,22 [kwh/m 2 rok] EP W [kwh/m 2 rok] 47,19 47,19 47,50 47,55 49,74 50,05 Podsumowanie Wyniki obliczeń zapotrzebowania energii pierwotnej dla potrzeb c.w.u. zależą od stopnia szczegółowości obliczeń oraz przyjętych założeń. Obliczenia wykonane dla ustalonych wariantów różniących się układem instalacji, sposobem dystrybucji c.w.u. oraz stopniem szczegółowości obliczeń nieznacznie się różnią. Uwzględnienie szczegółowości obliczeń (warianty IIa, b, c) w tym przypadku spowodowało wprawdzie wzrost sprawności dystrybucji ciepłej wody ale i obniżenie sprawności akumulacji w stosunku do wartości przyjętych według [Dz. U nr 201, poz. 1240]. W konsekwencji dalszych obliczeń nastąpił niewielki wzrost wartości jednostkowego zapotrzebowania na energię pierwotną. Wynika to z braku możliwości uwzględnienia w metodologii pewnych aspektów. Znaczny wpływ na wartości zapotrzebowania energii pierwotnej dla potrzeb przygotowania c.w.u. ma sposób przyjęcia liczby jednostek odniesienia według projektu lub stanu rzeczywistego. Ocena stanu rzeczywistego również jest względna i mało miarodajna biorąc pod uwagę dziesięcioletni termin ważności świadectw charakterystyki energetycznej i jego skrócenie w przypadku zmiany charakterystyki energetycznej budynku bez uwzględnienia zmiany liczby jednostek odniesienia budynku. LITERATURA PN-99/B Instalacje wodociągowe. Wymagania w projektowaniu. PN-EN 1717: 2003 Ochrona przed wtórnym zanieczyszczeniem wody w instalacjach wodociągowych i ogólne wymagania dotyczące urządzeń zapobiegających zanieczyszczaniu przez przepływ zwrotny. PN-B Izolacja cieplna rurociągów, armatury i urządzeń. Wymagania i badania. Dyrektywa 2002/91/EC Parlamentu Europejskiego i Rady Europy z dnia 16 grudnia 2002 r. dotycząca jakości energetycznej budynków. Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 6 listopada 2008 r. w sprawie metodologii obliczania charakterystyki energetycznej budynku i lokalu mieszkalnego lub części budynku stanowiącej samodzielną całość techniczno-użytkową oraz sposobu sporządzania i wzorów świadectw ich charakterystyki energetycznej (Dz. U. Nr 201, poz. 1240).

13 16 Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 6 listopada 2008 r. i z 12 marca 2009 zmieniające rozporządzenie w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie (Dz. U. Nr 201, poz. 1238). Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 6 listopada 2008 r. zmieniające rozporządzenie w sprawie szczegółowego zakresu i formy projektu budowlanego (Dz. U. Nr 201, poz. 1239). Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie, (Dz.U Nr 75, poz.690). Ustawa z dnia 7 lipca 1994 r. - Prawo budowlane (Dz.U nr 89 poz. 414).

14 OCZYSZCZANIE ŚCIEKÓW ZAWIERAJĄCYCH ROPOPOCHODNE NA ZŁOŻACH HYDROFITOWYCH Z WYKORZYSTANIEM MAKROFITÓW: PHRAGMITES AUSTRALIS I SALIX VIMINALIS OIL-POLLUTED WASTEWATER TREATMENT ON CONSTRUCTED WETLAND BEDS WITH USING OF THE MACROPHYTES: PHRAGMITES AUSTRALIS AND SALIX VIMINALIS Tomasz Bergier, Agnieszka Włodyka-Bergier Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie; Wydział Geodezji Górniczej i Inżynierii Środowiska, Katedra Kształtowania i Ochrony Środowiska tbergier@agh.edu.pl ABSTRACT In the paper, the research results on the oil derivatives removal on constructed wetlands have been presented. The research has been realized as the pot experiments with two macrophyte species: Phragmites australis and Salix viminalis; the control bed without plants has been also used. Four values of retention time have been examined: 0 h, 12 h, 24 h, 48 h. In the research three concentrations of model synthetic wastewater have been used to simulate real motorway and parking runoff. The experiments results have proved the high aliphatic hydrocarbons removal efficiency on the examined constructed wetland beds (92% - 100%). The best results have been observed for the Phragmites australis beds, and worst for the beds without plants. Keywords: constructed wetlands, motorway runoff, aliphatic hydrocarbons 1. WPROWADZENIE Poszukiwanie racjonalnego sposobu oczyszczania ścieków deszczowych jest jednym z najpilniejszych wyzwań w gospodarce wodnej zarówno w Polsce (Sawicka-Siarkiewicz, 2003), jak i na świecie (Shutes at al, 1999). Na skutek rozwoju cywilizacji i powiększania się powierzchni terenów zurbanizowanych, znacznie zwiększa się ilość tych ścieków racjonalne postępowanie z nimi nabiera ogromnego znaczenia, a stosowane w Polsce na szeroką skalę mieszanie wód deszczowych ze ściekami bytowymi jest rozwiązaniem przestarzałym. Problem jest szczególnie skomplikowany w przypadku wód deszczowych pochodzących z dróg i parkingów ze względu na obecność związków ropopochodnych istnieje konieczność ich wstępnego podczyszczenia przed odprowadzeniem do sieci kanalizacyjnej (Obarska-Pempkowiak i in., 2008). W tym celu stosuje się separatory substancji ropopochodnych rozwiązanie obarczone szeregiem wad, z których najważniejsze to wysoka kosztowność, powstawanie niebezpiecznego, trudnego do zagospodarowania odpadu, konieczność okresowego opróżniania i transportowania. W krajach rozwiniętych na coraz większą skalę stosuje się technologię hydrofitową do oczyszczania wód deszczowych z dróg i parkingów (Magmedov i in., 1996; Muhammad, 2006); pozwalają one na efektywne i ekonomiczne oczyszczenie wód deszczowych u źródła ich powstawania. Duża odporność roślin wyższych na zmienne warunki wodne i wysokie stężenia zanieczyszczeń (Bergier, 2003), w tym również związków ropopochodnych (Sriyaraj, 2001), wysoka aktywność i różnorodność mikroorganizmów systemu mokradłowego, stosunkowo łatwe i niekosztowne utrzymanie tych obiektów, dodatkowe korzyści wynikające z ich zastosowania (wzrost bioróżnorodności, aspekt estetyczny) to najważniejsze czynniki, które powodują rosnącą popularność systemów hydrofitowych (Knight i in., 1998; Simi, 1999). Poza tym, odprowadzanie wód deszczowych ze zlewni na coraz szerszą skalę powoduje istotne zmiany w obiegu hydrologicznym; zaburza się lokalna retencja, zmniejsza się ilość wody krążącej w tzw. małym obiegu, występują duże wahania w odpływie do wód powierzchniowych, powodując występowanie zjawisk ekstremalnych (powodzie, susze).

15 18 Stosowanie obiektów hydrofitowych może również pomóc rozwiązać te problemy (Muhammad, 2006). Powyższe fakty oraz brak polskich badań w tym zakresie, skłoniły autorów do podjęcia badań nad możliwościami usuwania zanieczyszczeń ropopochodnych na oczyszczalniach hydrofitowych w warunkach polskich. W artykule przedstawiono wyniki badań laboratoryjnych na wazonowych złożach hydrofitowych zasilanych modelowymi ściekami zawierającymi związki ropopochodne, w szczególności przedyskutowano efektywność usuwania tych związków, krótko omówiono również wpływ ścieków na kondycję roślin. 2. METODYKA BADAŃ Doświadczenia prowadzono na modelowych hydrofitowych oczyszczalniach wazonowych w okresie od 25 marca do 12 czerwca 2008 roku przy wpływie warunków atmosferycznych, jednak pod zadaszeniem, w celu uniknięcia mieszania się ścieków z wodami opadowymi. Badania prowadzono w 9 pracujących równolegle modelach symulujących złoże z trzciną pospolitą (Phragmites australis) i wierzbą energetyczną (Salix viminalis) oraz złoże bez roślin (złoże kontrolne). Do badań zastosowano ścieki syntetyczne w trzech różnych stężeniach, symulujące grupę ścieków z dróg i autostrad oraz ścieki ze stacji paliw i stacji mycia pojazdów. Monitorowanym parametrem była zawartość sumy węglowodorów alifatycznych od C7 do C30 (SWA) oznaczanych metodą chromatografii gazowej. Dodatkowe dwa modele złoża z wierzbą i trzciną zasilano czystą wodą. Modele te zostały stworzone jako porównawcze przy obserwacji wpływu substancji ropopochodnych na wzrost roślin w modelach zasilanych ściekiem zawierającym substancje ropopochodne. Rozpatrywano czasy zatrzymania ścieków w złożu równe 0 h (przelanie ścieków przez złoże), 12 h, 24 h i 48 h, które odpowiadają czasom najczęściej stosowanym przy projektowaniu oczyszczalni hydrofitowych w skali technicznej Modele złóż Modele złóż stanowiły 20 litrowe pojemniki (wazony) z tworzywa sztucznego. Każdy z pojemników w spodniej części miał zamocowany odpowiednio zabezpieczony zawór kulkowy. Takie umieszczenie zaworu miało na celu umożliwienie pobierania ścieku z całej objętości wazonu (ścieków z poszczególnych doświadczeń nie mieszano). Wazony wypełniono grysem (klasa I, gatunek I, frakcja 8-12 mm) do ¾ objętości, zakupionym w Kopalni Odkrywkowej Surowców Drogowych w Rudawie Nasadzanie roślin Sadzonki wierzby zostały pozyskane w formie zrzezów z prywatnej hodowli. Dwa dni przed planowanym sadzeniem zrzezy zostały umieszczone w pojemniku z wodą w celu wstępnego ukorzenienia. Sadzonki trzciny zostały pobrane 25 marca 2008 r. w miejscowości Szczyglice koło Krakowa z prywatnych stawów hodowlanych. Podziemne części roślin zostały dokładnie opłukane z wszelkich zanieczyszczeń i umieszczone w wypełnionym wodą pojemniku do momentu sadzenia. Rośliny w modelowych wazonach zostały posadzone 28 marca 2008 r.. W czterech modelach nasadzono trzcinę polpolitą (Phragmites australis), w kolejnych czterech wierzbę energetyczną (Salix viminalis), w trzech wazonach pozostawiono samo kruszywo. Po posadzeniu roślin wszystkie wazony zostały dwukrotnie zalane wodą w celu wypłukania pozostałego w kruszywie pyłu i ewentualnych zanieczyszczeń. Wstępny okres badań był przeznaczony na dobre ukorzenienie się roślin. Na samym początku doświadczenia rośliny zalano modelowymi ściekami na trzy doby, w celu przyzwyczajenia roślin do substancji ropopochodnych. Po tym okresie przez dwa tygodnie rośliny były regularnie podlewane czystą wodą do poziomu żwiru. Przed właściwymi badaniami każde złoże zalewano przez 9 dni co 72 h ściekami o odpowiednim dla danego wazonu stężeniu Ścieki modelowe Syntetyczny ściek modelowy stanowiła mieszanina wody i oleju napędowego. Ściek przygotowywano każdorazowo tuż przed zalaniem wazonów modelowych. Do całości badań zakupiono jednorazowo większą ilość oleju napędowego (EKODIESEL, stacja paliw Orlen przy ulicy Armii Krajowej w Krakowie). Ścieki modelowe symulowano w trzech różnych stężeniach SWA: 5366,6 µg/l; 13196,6 µg/l i 23420,4 µg/l. Stężenia te reprezentowały wartości stężeń węglowodorów przedostających się do środowiska w spływach powierzchniowych z dróg i parkingów (Göbel, 2007). Te trzy stężenia węglowodorów były symulowane poprzez dodanie odpowiednio: 0,025 ml; 0,05 ml i 0,1 ml oleju napędowego na 1 litr wody. Poza zbadaniem efektywności oczyszczania tych ścieków na oczyszczalniach hydrobotanicznych robiono obserwacje

16 19 odporności rozpatrywanych roślin na zadawane dawki węglowodorów Pomiar SWA Stężenie węglowodorów alifatycznych było mierzone na chromatografie gazowym Trace Ultra z detektorem masowym DSQ-II firmy Thermo. Gazem nośnym był hel. Rozdziału związków dokonano na kolumnie kapilarnej RxiTM-1ms firmy Restek (100% polydimetylsiloxan; grubość filmu 0,25 µm; długość kolumny 30 m; średnica kolumny 0,25 mm). SWA ekstrahowano z wody motodą cieczciecz z wykorzystaniem n-pentanu zgodnie z Polską Normą PN-C Zastosowany program temperaturowy to: 35 C (2 min) do 130 C (0 min), z narostem temperatury 8 C/min, 130 C (0 min) do 325 C (0 min), z narostem temperatury 5 C/min. 3. WYNIKI I DYSKUSJA WYNIKÓW 3.1. Usuwanie SWA Wyniki z przeprowadzonych eksperymentów przedstawiono w tabelach 1-3 i zobrazowano na rysunkach 1-3. Dla wszystkich złóż i wszystkich czasów zatrzymania ścieków w złożach, a także dla rozpatrywanych trzech stężeń SWA w ściekach modelowych zaobserwowano bardzo wysoką efektywność usuwania węglowodorów alifatycznych od 92% do 100%. Obserwowane stężenia SWA nie przekraczały 663,5 µg/l taką wartość SWA uzyskano dla złoża kontrolnego, czasu zatrzymania 0 h i najwyższego stężenia SWA w ścieku modelowym 23420,4 µg/l. Otrzymane stężenia SWA w wypływach z modelowych oczyszczalni są znacznie mniejsze niż wartości dopuszczalne przez polskie prawo (15 mg/l) i jak pokazały badania już bezpośrednie przepuszczenie ścieków przez złoże (czas zatrzymania 0h) powoduje obniżenie SWA poniżej dopuszczalnego poziomu. Zatrzymanie ścieków w złożu na 24 h czy 48 h powodowało niemal całkowite usunięcie węglowodorów alifatycznych ze ścieków. Złoże z Phragmites australis (PA) wykazało się największą efektywnością usuwania SWA ze ścieków (98-100%), następnie złoże z Salix viminalis (SV) (97-100%), a złoże kontrolne (ZK) najmniejszą (92-100%), przy czym wypływ ze złoża z Phragmites australis dla czasów zatrzymania dłuższych niż 0 h charakteryzował się wyższą zawartością węglowodorów alifatycznych niż te ze złóż kontrolnych i z Salix viminalis. Dla wszystkich początkowych stężeń SWA w ściekach modelowych ich efektywność usuwania była wyższa dla dłuższych czasów zatrzymania ścieków w złożach; dla czasu zatrzymania 0 h efektywność ta wynosiła ponad 98%, dla 12 i 24 h: %, dla 48 h efektywność usuwania SWA wynosiła 100%. Wysoka efektywność usuwania SWA zaobserwowana zarówno dla złóż z roślinami jak i kontrolnych, wskazuje, że dominującym mechanizmem usuwania zanieczyszczeń jest najprawdopodobniej adsorpcja na wypełnieniu mineralnym (żwirze). Jednak kilkuprocentowe różnice w efektywności pomiędzy złożami kontrolnymi a roślinnymi wskazują, że makrofity oraz procesy charakterystyczne dla systemu mokradłowego przyczyniają się również do usuwania zanieczyszczeń ropopochodnych. Obecność i aktywność roślin, poza efektem estetycznym, przyczynia się do rozwoju mikroorganizmów, a co za tym idzie do biochemicznego rozkładu węglowodorów, dzięki czemu poprawia się efektywność oczyszczalni, a jej praca jest bardziej stabilna, zwłaszcza w długim horyzoncie czasu, wydłuża się jej żywotność. Jednak dla zweryfikowania powyższej tezy niezbędne byłoby przeprowadzenie długoterminowych, szczegółowych badań nad hydrofitowym oczyszczaniem spływu powierzchniowego z dróg i parkingów w pół technicznej skali.

17 20 Tabela. 1. Stężenie węglowodorów alifatycznych w wypływie z modelowych złóż dla różnych czasów zatrzymania ścieków w złożu (stężenie początkowe sumy węglowodorów C7-C ,6 µg/l) Złoże (czas zatrzymania) Stężenie węglowodorów alifatycznych [µg/l] C8 C10 C12 C14 C16 C18 C20 C22 C24 C26 C28 C30 Suma C7-C30 Stężenie początkowe [µg/l] 19,2 130,5 474,0 374,7 367,8 374,8 387,8 327,4 179,5 43,4 4,2 ppo 5366,6 ZK (0h) 7,3 3,85 18,7 36,45 38, ,5 30,1 13,05 3,55 ppo ppo 455,5 PA (0h) ppo ppo 5,1 9,9 11,4 10,7 10,0 6,7 3,0 ppo ppo ppo 113,4 SV (0h) ppo ppo 9,1 12,4 13,2 13,8 14,0 10,0 4,1 2,7 ppo ppo 158,1 ZK (12h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo PA (12h) 9,2 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 18,4 SV (12h) 3,2 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 6,4 ZK (24h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo PA (24h) 2,9 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 5,8 SV (24h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ZK (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo PA (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo SV (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo poniżej progu oznaczalności; PA Phragmites australis, SV Salix viminalis, ZK złoże kontrolne

18 21 Tabela. 2. Stężenie węglowodorów alifatycznych w wypływie z modelowych złóż dla różnych czasów zatrzymania ścieków w złożu (stężenie początkowe sumy węglowodorów C7-C ,6 µg/l) Złoże (czas zatrzymania) Stężenie węglowodorów alifatycznych [µg/l] C8 C10 C12 C14 C16 C18 C20 C22 C24 C26 C28 C30 Suma C7-C30 Stężenie początkowe [µg/l] 29,7 348,8 1203,2 953,2 954, ,7 715,1 360,1 71,6 7,7 1, ,6 ZK (0h) 2,4 6,7 27,8 31,0 32,3 33,9 34,8 29,2 13,0 3,4 ppo ppo 428,6 PA (0h) 17,4 2,5 9,1 12,4 13,2 13,8 14,0 10,0 4,2 2,7 ppo ppo 198,0 SV (0h) ppo 3,15 8,4 16,8 19,5 18,9 18,3 13,7 6,15 ppo ppo ppo 209,8 ZK (12h) 4,3 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 8,6 PA (12h) 10,3 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 20,6 SV (12h) 3,2 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 6,4 ZK (24h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo PA (24h) 4,5 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 9,0 SV (24h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ZK (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo PA (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo SV (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo poniżej progu oznaczalności; PA Phragmites australis, SV Salix viminalis, ZK złoże kontrolne

19 22 Tabela. 3. Stężenie węglowodorów alifatycznych w wypływie z modelowych złóż dla różnych czasów zatrzymania ścieków w złożu (stężenie początkowe sumy węglowodorów C7-C ,4 µg/l) Złoże (czas zatrzymania) Stężenie węglowodorów alifatycznych [µg/l] C8 C10 C12 C14 C16 C18 C20 C22 C24 C26 C28 C30 Suma C7-C30 Stężenie początkowe [µg/l] 54,2 753,6 2195,3 1605,8 1578,5 1563,4 1679,4 1371,4 699,9 171,4 16,6 20, ,4 ZK (0h) 3,5 9,15 30,6 54,55 54,4 53,8 56,55 45,2 19,8 4,2 ppo ppo 663,5 PA (0h) 5,3 7,0 17,5 27,7 28,3 27,2 26,7 19,3 8,1 2,9 ppo ppo 339,3 SV (0h) ppo 3,5 37,4 41,8 42,1 40,9 42,6 30,7 13,2 2,3 ppo ppo 508,6 ZK (12h) 10,3 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 20,6 PA (12h) 13,1 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 26,2 SV (12h) 5,3 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 10,6 ZK (24h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo PA (24h) 9,6 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 19,2 SV (24h) 2,9 ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo 5,8 ZK (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo PA (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo SV (48h) ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo ppo poniżej progu oznaczalności; PA Phragmites australis, SV Salix viminalis, ZK złoże kontrolne

20 23 suma węglowodorów C7-C30 [ug/l] Stężenie początkowe 5366,6 µg/l czas zatrzymania [h] Złoże Kontrolne (ZK) Złoże z Phragmites australis (PA) Złoże z Salix viminalis (SV) Rys.1. Stężenie SWA w wypływie w zależności od czasu zatrzymania ścieków w złożu (stężenie początkowe 5366,6 µg/l) suma węglowodorów C7-C30 [ug/l] Stężenie początkowe 13196,6 µg/l czas zatrzymania [h] Złoże Kontrolne (ZK) Złoże z Phragmites australis (PA) Złoże z Salix viminalis (SV) Rys.2. Stężenie SWA w wypływie w zależności od czasu zatrzymania ścieków w złożu (stężenie początkowe 13196,6 µg/l) suma węglowodorów C7-C30 [ug/l] Stężenie początkowe 23420,4 µg/l czas zatrzymania [h] Złoże Kontrolne (ZK) Złoże z Phragmites australis (PA) Złoże z Salix viminalis (SV) Rys.3. Stężenie SWA w wypływie w zależności od czasu zatrzymania ścieków w złożu (stężenie początkowe 23420,4 µg/l)

21 Usuwanie poszczególnych węglowodorów alifatycznych Nie wykryto węglowodorów alifatycznych C28 i C30 w żadnej z próbek pobranych na wypływie z oczyszczalni eksperymentalnych. Mogło to być spowodowane dobrym zatrzymywaniem związków o dużych masach cząsteczkowych, a poza tym stężenia tych węglowodorów były najniższe w ściekach modelowych. Węglowodór C8 o najmniejszej liczbie atomów w cząsteczce był usuwany z najmniejszą efektywnością (40-100%). Złoże z Phragmites australis (PA) charakteryzowało się najniższą efektywnością w usuwaniu tego węglowodoru, a złoże kontrolne (ZK) najwyższą. W związku z tym, że ten węglowodór charakteryzował się najwyższą lotnością spośród badanych, najprawdopodobniej parowanie jest głównym procesem prowadzącym do usuwania C8 ze złoża. Trzcina pospolita Phragmites australis charakteryzuje się dobrze rozwiniętym systemem korzeniowym, który prawdopodobnie ograniczał parowanie oktanu. Dla czasu zatrzymania równego 0 h, dla wszystkich rozpatrywanych koncentracji, węglowodory alifatyczne od C10 do C26 były najlepiej usuwane przez złoże z Phragmites australis (PA), a najgorzej przez złoże kontrolne (ZK). Jednak we wszystkich przypadkach efektywność usuwania tych związków była wysoka i mieściła się 90% do 98%. Dla czasów zatrzymania 12 h i 24 h w wycieku analiza wykazała obecność tylko węglowodoru C8, natomiast po 48 h wszystkie analizowane węglowodory były poniżej poziomu oznaczalności Kondycja roślin Po zakończeniu eksperymentów, we wszystkich wazonach z wierzbą Salix viminalis zaobserwowano niekorzystne zmiany (wolniejszy wzrost, pożółkłe liście). Phragmites australis była gatunkiem znacznie bardziej odpornym na obecność i działanie ropopochodnych nie zanotowano żadnych negatywnych zmian, a nawet zaobserwowano lepszy wzrost roślin w porównaniu do wazonu zasilanego czystą wodą. 4. WNIOSKI Przeprowadzone badania wykazały duży potencjał oczyszczalni hydrofitowych do skutecznego usuwania węglowodorów alifatycznych ze ścieków zanieczyszczonych substancjami ropopochodnymi. Dla czasu zatrzymania 48 h zaobserwowano 100% usuwania tych związków dla wszystkich badanych złóż. Jednak rezultaty dla krótszych czasów były również obiecujące i zaobserwowano stosunkowo wysokie efektywności usuwania SWA; w żadnym przypadku nie była ona niższa niż 92%. Zmierzone koncentracje SWA w wypływie ze złóż, we wszystkich przypadkach były znacząco niższe niż wartość dopuszczana przez polskie prawo (15 mg/l) dla sumy węglowodorów w ściekach odprowadzanych do środowiska lub do kanalizacji zbiorczej. Badania wazonowe wykazały wyższą efektywność usuwania węglowodorów alifatycznych przez złoża z roślinami w porównaniu do złóż kontrolnych. Wazony z trzcina Phragmites australis charakteryzowały się najwyższą efektywnością. Jednak różnice między wazonami z roślinami a tymi bez były relatywnie niewielkie (kilka procent), co może wskazywać na adsorpcję na wypełnieniu mineralnym jako dominujące zjawisko usuwania tych związków w krótkoterminowych eksperymentach. Z drugiej strony, lepsza sprawność wazonów z roślinami wskazuje, że procesy biochemicznego rozkładu, charakterystyczne dla systemów mokradłowych, również odgrywają rolę w usuwaniu węglowodorów, co potwierdzają inne badania opisywane w literaturze (Knight i in., 1998; Muhammad, 2006). Jednak aby w pełni poznać działanie oczyszczalni hydrofitowych i ich przydatność w rzeczywistych zastosowaniach, a także w pełni zrozumieć zachodzące zjawiska i procesy, niezbędne byłoby przeprowadzenie długotrwałych badań w półtechnicznej skali. Należałoby również sprawdzić krótsze czasy zatrzymania ścieków w złożu, ponieważ przekłada się to bezpośrednio na wielkość oczyszczalni, a otrzymane wyniki wskazują że czasy retencji ścieków w złożu 12 h, 24 h i 48 h w długoterminowych eksperymentach można z powodzeniem skrócić do kilku godzin. Podsumowując należy stwierdzić, że wyniki przeprowadzonych badań wazonowych potwierdzają tezę, że oczyszczalnie hydrofitowe są obiecującą alternatywą dla konwencjonalnych metod oczyszczania ścieków zawierających ropopochodne i powinny być traktowane jako pełnowartościowe rozwiązanie w trakcie planowania i projektowania systemów oczyszczania ścieków deszczowych z dróg i parkingów. Badania zostały sfinansowane z funduszu badań statutowych Katedry Kształtowania i Ochrony Środowiska AGH.

22 25 LITERATURA BERGIER T., 2003; Mechanizmy usuwania zanieczyszczeń w oczyszczalniach hydrobotanicznych, Inżynieria Środowiska, t. 8, z. 1 GÖBEL P., DIERKES C., COLDEWEY W.G., 2007; Storm water runoff concentration matrix for urban areas, Journal of Contaminant Hydrology, no. 91, vol. 26 KNIGHT R.L, KADLEC R.H., AND OHLENDORF H.M., 1998; The Use of Treatment Wetlands for Petroleum Industry Effluents, API Publication, No MAGMEDOV V. G., ZAKHARCHENKO M. A., YAKOVLEVA L. I., INCE M. E., 1996; The use of constructed wetlands for the treatment of run-off and drainage waters: the UK and Ukraine experience, Water Science and Technology, Vol. 33, No. 4-5, s MUHAMMAD M. A., 2006; Ecological Effectiveness of Constructed Wetlands in Treating Oil Refinery Wastewater. The Second International Conference on Sustainable Heritage Development: Environmental, Cultural, Economic and Social Sustainability, Hanoi and Ha Long Bay, Vietnam OBARSKA-PEMPKOWIAK H., ARENDACZ M., 2008; Systemy hydrofitowe w oczyszczaniu wód opadowych, Wodociągi i kanalizacja, 4 [50] SAWICKA-SIARKIEWICZ H., Ograniczanie zanieczyszczeń w spływach powierzchniowych z dróg. Ocena technologii i zasady wyboru, Instytut Ochrony Środowiska, Warszawa 2003 SHUTES R. B. E., REVITT D. M., LAGERBERG I. M., BARRAUD V. C. E., 1999; The design of vegetative constructed wetlands for the treatment of highway runoff, The Science of the Total Environment, no. 235, s SIMI A. L., MITCHELL C. A., 1999; Design and Hydraulic Performance of a Constructed Wetland Treating Oil Refinery Wastewater, Water Science and Technology, Vol. 40, No. 3, s SRIYARAJ K., SHUTES R. B. E., 2001; An assessment of the impact of motorway runoff on a pond, wetland and stream, Environmental International, no. 26, s

23 ANALIZA EKSPLOATACJI SIECI WODOCIĄGOWEJ MIASTA MIELCA ANALYSIS OF WATER SUPPLY OPERATION FOR THE TOWN MIELEC Krzysztof Boryczko, Barbara Tchórzewska-Cieślak Politechnika Rzeszowska, Katedra Zaopatrzenia w Wodę i Odprowadzania Ścieków Al. Powstańców Warszawy 6, Rzeszów kb@prz.rzeszow.pl, cbarbara@prz.rzeszow.pl ABSTRACT In this article the issue of water supply system in the city of Mielec, has been presented. The analysis of water-pipe network operation was made by means of EPANET 2.0. The purpose of the analysis was to check the current parameters of water-pipe network, that is pressure, flow velocity and water age. The obtained results were compared with actual measurements. Keywords: operation, water supply system. 1. Wstęp Podsystem dystrybucji wody (PsDyW) jest jednym z najwaŝniejszych podsystemów systemu zaopatrzenia w wodę do spoŝycia (SZW), którego celem jest dostarczenie wody dla odbiorców o odpowiedniej jakości (zgodnie z obowiązującymi przepisami), w odpowiedniej ilości i pod odpowiednim ciśnieniem, a takŝe o akceptowalnej cenie. Podsystem dystrybucji wody tworzy przede wszystkim sieć wodociągowa wraz ze specjalistycznym uzbrojeniem. Kompleksowe zarządzanie eksploatacją PsDyW wymaga zbierania szeregu informacji dotyczących działania poszczególnych jego elementów, przekazywania ich w czasie rzeczywistym do operatora systemu, archiwizowania tych danych oraz alarmowania odpowiednich słuŝb utrzymania ruchu o wszelkich zakłóceniach w jego pracy. Operator podsystemu powinien otrzymywać aktualne dane o ewentualnych awariach, przez co czas jego reakcji na uszkodzenie zmniejsza się. Eksploatacja sieci wodociągowej polega na prowadzeniu (Denczew, Królikowski, 2002): dozorowania, czyli czynności prowadzących do uzyskania informacji o stanie układu i bieŝących jego zmianach poprzez przeglądy, genezowania, czyli analizowania przyczyn, które spowodowały zaistnienie określonego stanu, diagnozowania, czyli wnioskowania o stanie elementów układu, na podstawie analizy wyników wykonanych badań, prognozowania, czyli przewidywania stanów układu lub jego elementów w przyszłości, pomiaru ciśnienia wody, poboru próbek do badań mikrobiologicznych, fizycznych oraz chemicznych, płukania sieci wodociągowej, patrolowania obszaru eksploatacyjnego. Głównym celem pracy jest przedstawienie wyników analizy eksploatacji sieci wodociągowej wchodzącej w skład SZW miasta Mielca. W pracy scharakteryzowano SZW miasta Mielca, ze zwróceniem szczególnej uwagi na PsDyW. Omówiono teoretyczne podstawy komputerowej symulacji pracy sieci wodociągowej oraz wykonano symulację pracy PsDyW miasta Mielca za pomocą programu Epanet Informatyczne systemy wspomagające eksploatację PsDyW Systemy automatycznego sterowania oraz nadzoru procesów zachodzących w całym SZW stanowią podstawę zarządzania jego eksploatacją. Systemy tego typu realizowane są obecnie z zastosowaniem sterowników programowalnych i komputerowych stacji operatorskich pełniących rolę komputerowych systemów nadzoru. NaleŜąc do grupy róŝnego typu oprogramowania typu SCADA

24 28 (Supervisory Control and Data Aquisition) realizują funkcje zbierania i przetwarzania danych procesowych, wizualizacji stanu procesu, sterowania nadrzędnego, alarmowania i rejestracji zdarzeń, archiwizacji danych, oraz udostępniania informacji o procesie w sieciach komputerowych. System tego typu powinien posiadać następujące właściwości uŝytkowe (Biedgunis, Smolarkiewicz, 2003; Tchórzewska-Cieślak, Cieślak, 2008, Tchórzewska-Cieślak, Kucharski, 2004): szerokie moŝliwości współpracy z uŝytkownikiem za pośrednictwem monitora ekranowego, klawiatury, myszki, digitizera, drukarki oraz plotera, tworzenie bazy danych przez wprowadzanie do niej nowych informacji z róŝnorodnych źródeł, zarządzanie bazą danych graficznych i opisowych, nakładanie i wyodrębnianie wybranych elementów zobrazowania graficznego, analizy i przetwarzania danych zawartych w bazie, wyszukiwanie i grupowanie informacji oraz tworzenie zestawień i raportów, wyprowadzanie zbiorów graficznych na dowolne istniejące urządzenie wyjściowe, powinien zawierać funkcje alarmu z określeniem jego rodzaju, ekrany synoptyczne zawierające wszystkie informacje o pracy urządzeń oraz mierzone parametry. Programy do modelowania pracy sieci wodociągowej mogą być pomocne przy rozwiązywaniu problemów związanych zarówno z projektowaniem, jak i z eksploatacją PsDyW (Schiller, 2005). Punktem wyjściowym do poprawnej eksploatacji sieci i planowania ekonomicznie uzasadnionych inwestycji jest posiadanie dostatecznej ilości informacji o pracy systemu wodociągowego. Z tego teŝ względu celowe wydaje się posługiwanie dynamicznym modelem hydraulicznym sieci (Dąbrowski, 2001). Modele dynamiczne systemów dystrybucji wody umoŝliwiają odwzorowanie warunków ich funkcjonowania w maksymalnym stopniu zbliŝonych do rzeczywistości (Knapik, 2001). Dynamiczne modele hydrauliczne są szczególnie przydatne do (Schiller, 2005): diagnostyki stanu eksploatowanego systemu wodociągowego, analizy sytuacji wyjątkowych i szczególnych, analizy wydajności sieci pod kątem planowanej rozbudowy, przeprowadzenia optymalizacji pracy sieci wodociągowej ze względu na ekonomikę dystrybucji wody, wytyczenia działań inwestycyjnych związanych z poprawą jakości wody i niezawodności jej dostawy, monitorowania pracy sieci wodociągowej i analizy przyczynowo-skutkowej w oparciu o bazę danych systemu SCADA. Oprogramowanie SCADA łączy się przy pomocy modemów GSM z punktami pomiarowymi i rejestruje dane w bazie, obrabia, porównuje z pomiarami w innych przedziałach czasu, tworzy zestawienia, wykresy, analizuje dane w module alarmów i systemie wspomagania decyzji (Rak, 2005). Zastosowanie modeli hydraulicznych pozwala takŝe na analizę niezawodnościową, od moŝliwości dostarczenie konsumentom wody o wymaganych parametrach podczas awarii do dostarczenia wody krytycznym odbiorcom (np. szpitalom) po wystąpieniu zdarzenia typu katastroficznego (np. powódź, trzęsienie ziemi) (Wang, Siu-Kui, 2009). Schemat postępowania przy wykonywaniu modelu sieci wodociągowej przedstawia się następująco (Kwietniewski, 2007, Schiller, 2005): budowa modelu (poprzez wprowadzenie ręczne danych lub z wykorzystaniem Geograficznego Systemu Informacji GIS, który łączy w sobie wiele funkcji: pozyskiwania, przechowywania, sprawdzania, integracji, udostępniania, prezentacji danych), czyszczenie danych (usuwaniu z modeli przewodów, które spełniają określone przez uŝytkownika kryteria (np. średnice), obcinanie końcówek sieci, redukcja węzłów, przyporządkowanie odbiorców do węzłów, wyznaczenie czasowego rozkładu poboru wody. 3. Charakterystyka SZW miasta Mielca Obecnie miejski system zaopatrzenia w wodę obsługuję mieszkańców. Miasto Mielec zaopatrywane jest w wodę za pomocą dwóch ujęć: brzegowo-komorowe na rzece Wisłoce o projektowanej wydajności m 3 /d. awaryjnego lewarowego o projektowanej wydajności 7200 m 3 /d. Z ujęcia podstawowego woda tłoczona jest do Stacji Uzdatniania Wody (SUW).