Pompowanie ścieków – uciążliwości eksploatacyjne

Odory i korozja siarczanowa

Korozja siarczanowa może wystąpić w źle przewietrzanej kanalizacji grawitacyjnej, szczególnie gdy spadki, w których prowadzone są kanały, nie umożliwiają okresowego transportu zawieszonych części stałych. Jednak korozja siarczanowa i odory są nieodłącznie powiązane z kanalizacją ciśnieniową.

Wszystkie odory mają w swoim składzie atomy siarki lub azotu. Skład odorantów najczęściej spotykanych w kanalizacji zawarto w tabeli 1 (opracowanej na podstawie publikacji [4], z wykorzystaniem danych z raportu amerykańskiej Agencji Ochrony Środowiska [1]).

Odory powstają w wyniku zachodzenia procesów gnilnych w biofilmie pokrywającym ściany przewodów ciśnieniowych, gdyż rozwijają się tam kolonie bakterii utleniające łatwo rozkładalne związki organiczne, redukując azot pozostający w azotanach, a później siarkę pochodzącą z siarczanów.

Wymaga to dyfuzji związków organicznych do biofilmu i osadów, przy czym w przeciętnych ściekach bytowo-gospodarczych siarczany dyfundują w nadmiarze, a zatem nie ich stężenie w ściekach, tylko całkowity węgiel organiczny, BZT-y i ChZT-y, a jeszcze bardziej ich rozpuszczalne czy ulegające z łatwością biodegradacji części determinują szybkość redukcji siarki i wytwarzania siarczków.

Redukcja siarki w znacznie mniejszym stopniu zachodzi w ściekach niż w biofilmie, gdyż brakuje w nich rozwiniętych kolonii bakterii Desulfovibrio prowadzących do tej redukcji. Dlatego często szybkość redukcji siarki oblicza się na jeden metr kwadratowy wewnętrznej powierzchni przewodów ciśnieniowych, tak jak to podano w tabeli 2 (zacytowanej za publikacją [4]).

Pominięto tutaj informacje o publikacjach, z których pochodzą empiryczne wzory podane w tabeli 2. Można je znaleźć zebrane w pozycjach [1, 4–7]). Znając średnicę przewodu ciśnieniowego, można obliczyć powierzchnię biofilmu przypadającą na jednostkę objętości ścieków zamkniętych w tym przewodzie, a więc można także zapisać równania pozwalające obliczyć szybkość redukcji siarki w odniesieniu do jednostkowej objętości ścieków.

Takie równanie będzie zawsze zawierać średnicę przewodu. Przykładem może być równanie (1) zalecane przez Agencję Ochrony Środowiska USA.

Agencja ta proponuje własne równanie na szybkość redukcji siarki w biofilmie [1, 7]:

(1)

gdzie:

d[S]/dt – szybkość redukcji siarki wyrażona w gramach siarki w odniesieniu do jednego metra sześciennego ścieków [g/(m³· h)];

M – stała wyznaczana empirycznie [m/h];

EBOD – wartość BZT₅ przeliczona na temperaturę 20°C według wzoru: BZT₅ · 1,07(T^–20) [g/(m³ · h)];

d      – średnica rury [m];

T      – temperatura ścieków [°C].

Jeżeli na dopływie do rurociągu już występują siarczki rozpuszczone o stężeniu S₁, to z równania tego wynika, że na wypływie stężenie siarczków rozpuszczonych S₂ wyniesie:

(2)

gdzie:

t      – czas przepływu przez rurociąg [h].

Stosując równania (1) i (2), dla prognozy ilości wytwarzanych siarczków w przewodach tłocznych zakłada się, że zmiany BOD w czasie przepływu przez przewód ciśnieniowy są na tyle małe, iż nie jest konieczne ich uwzględnianie w obliczeniach.

Poradnik amerykańskiej EPA [1] cytuje wyniki różnych badań nad wartością współczynnika M i według tych danych współczynnik ten zawiera się pomiędzy 0,05 · 10^–3 [m/h] a 2,90 · 10^–3 [m/h], a więc rozrzut jest tu bardzo duży.

Tak różne wartości tego współczynnika wynikają stąd, że w ściekach mogą występować substancje toksyczne przeszkadzające w procesach biochemicznych. W przypadku braku danych EPA zaleca przyjmowanie M = 10^–3 m/h.

Prowadząc porównania z zastosowaniem wzorów zestawionych w tabeli 2 (to znaczy takich, w których szybkość redukcji siarki dS/dt nie jest wyrażona w [g/m³ · h], tylko w [g/m² · h]), należy przeliczyć emisję siarczków, w tym siarkowodoru, z 1 m² powierzchni wewnętrznej ściany przewodu w ciągu godziny na 1 m³ ścieków przepływających tym przewodem przez godzinę.

Jeżeli konieczne jest wyznaczenie masy siarczków MS [kg/h] wypływających z rurociągu w ciągu godziny, uzyskamy ją, mnożąc powierzchnię biofilmu w metrach kwadratowych, równą powierzchni wewnętrznej rurociągu, przez dS/dt wyrażone w [g/(m² · h)] [8].

(3)

gdzie:

L      – długość rurociągu ciśnieniowego [m].

Żeby prognozować stężenie siarczków C [kg/m³] w ściekach wypływających z rurociągu, konieczne jest uwzględnienie czasu przetrzymania t = L/u, gdzie u jest prędkością przepływu ścieków w metrach na godzinę.

W kanałach grawitacyjnych i ciśnieniowych o czasie przetrzymania ścieków rzędu kilku–kilkunastu minut w ściekach mogą wystąpić warunki aerobowe i wówczas od stężenia tlenu w ściekach zależy to, czy z biofilmu dostanie się do nich siarkowodór. 

Jeżeli stężenie przekracza 1 mg tlenu na litr, siarka, dyfundując przez biofilm, zostanie po drodze do ścieków utleniona przez tlen, który dyfunduje w kierunku przeciwnym [1]. Przy niższych niż 0,1 mg/l stężeniach tlenu w ściekach utlenianie to będzie mieć marginalny wpływ na ilość siarkowodoru przedostającego się do ścieków.

W zakresie pośrednim stężenia tlenu trudno jest z góry przesądzić o tym, czy siarkowodór będzie transportowany do ścieków [1]. W większości kanałów ciśnieniowych tlen w ściekach jest szybko zużywany i kwestia transportu siarkowodoru z biofilmu do ścieków jest bezdyskusyjna.

Kolejnymi istotnymi dla prognozowania korozji siarczanowej parametrami są: pH ścieków oraz stężenie żelaza. Jony żelaza powodują wytrącanie słabo rozpuszczalnych siarczków żelaza FeS. Zazwyczaj 10–30% siarczków strąca się samoczynnie przez reakcję z jonami żelaza i innych metali. Siarczki te nie biorą udziału w korozji siarczanowej kanałów.

Przy kwaśnym odczynie ścieków podstawową formą, w której występuje siarka dwuwartościowa, jest siarkowodór H2S, a przy zasadowym odczynie jony HS–. Siarkowodór w rurociągu tłocznym nie prowadzi do istotnych strat spowodowanych korozją siarczanową, jest natomiast destrukcyjny w kanałach grawitacyjnych, do których często doprowadzane są ścieki przewodami tłocznymi.

W kanałach grawitacyjnych siarkowodór ulatnia się ze ścieków i przyczynia do korozji siarczanowej sklepienia kanałów betonowych i żelbetowych. Natomiast jony HS– pozostają w ściekach i dopóki nie zostanie obniżona wartość ich pH, na przykład przez dopływ ścieków kwaśnych, nie zagrażają konstrukcji kanałów. Tak więc pH ścieków jest bardzo istotne przy prognozowaniu postępów korozji siarczanowej.

Na rys. 1 przedstawiono ułamkowy udział siarkowodoru i jonów HS– w zależności od pH ścieków [4]. Wykres sporządzono dla ścieków o niskiej mineralizacji, a więc małej wartości siły jonowej, i temperatury ścieków 25°C. W długich kanałach w miarę przechodzenia siarkowodoru do powietrza jony HS– przechodzą w H2S, dążąc do zachowania równowagi.

Kolejną informacją dotyczącą korozji kanału betonowego, do którego doprowadzane są ścieki przewodem ciśnieniowym, jest ocena efektywności przewietrzania kanału [3]. Z kanałów dobrze przewietrzanych siarkowodór jest w dużej części usuwany wraz z przepływającym powietrzem.

Dla rozwoju korozji siarczanowej potrzebna jest wilgoć oraz pH betonu poniżej 9, do czego z czasem dochodzi w wyniku reakcji zasady wapiennej z ditlenkiem węgla.

Poniżej tej wartości pH rozmnażają się bakterie Thiobacillus Desulfovibrio, Desulfotomaculum utleniające siarkę ujemnie dwuwartościową do wartości zerowej, a później bakterie Desulfobacterium, Desulfococcus do plus sześć, co prowadzi do powstania siarczanów.

Utlenianie siarki może się też odbywać dzięki aktywności życiowej obligatoryjnych chemolitrofów (Thiobacillus concretivorus, Tchiobacillus thiooxidans, Thiobacillus neapolitanus, Thiobacillus ferrooxidans), fakultatywnych chemolitotrofów, fotolitotrofów (Chlorobiaceae, Chromatiaceae, Rhodospirillaceae) oraz chemoorganotrofów (Beggiatoa sp., Thiotrix sp., Thiobacillus Q), bakterii Pseudomonoas, drożdży Rhodotorula oraz wielu innych mikroorganizmów.

Powstałe na powierzchni sklepienia kanałów grawitacyjnych siarczany wchodzą w reakcję z zasadą wapienną, tworząc najpierw gips CaSO₄ · 2H₂O, a później w reakcji pomiędzy nim i niezhydratyzowanym glinianem trójwapniowym lub monosulfatem powstaje ettringit 3CaO · Al₂O₃ · 3CaSO₄ · 32H₂O, który krystalizując z tak dużą liczbą cząsteczek wody, zajmuje dużą objętość, rozsadzając beton [9].

W przewodach tłocznych o dużych średnicach, prowadzących stężone ścieki o stosunkowo wysokiej temperaturze, destrukcja położonego dalej kanału grawitacyjnego może przebiegać zatrważająco szybko.

Kanał grawitacyjny o długości 5 km odprowadzający ścieki z Kalisza do oczyszczalni Kapuściska zbudowany z podłużnie i poprzecznie sprężonych ciśnieniowych rur żelbetowych o średnicy przeważnie 1400 mm i wytrzymałości betonu (w starej klasyfikacji) B45 został zniszczony przez korozję siarczanową podczas pięcioletniej eksploatacji [2].

Częściowo przewody były od góry załamane do tego stopnia, że wymagały wymiany, gdyż nie można było bezwykopowo wstawić do nich przewodów, za pomocą których poddano renowacji całe 5 km przewodu grawitacyjnego.

Metody zapobiegania to: napowietrzanie, doprowadzanie tlenu, wprowadzanie azotanów i związków żelaza, usprawnienie wentylacji przewodów oraz unikanie przewodów betonowych lub przykrywanie ich powierzchni wykładzinami z tworzyw sztucznych.

W przewodach o małych średnicach i niedużej długości powierzchnia biofilmu jest również niewielka i problemy z wydzielaniem siarkowodoru i innych odorantów są także mniejsze. Jednak przy długich czasach przetrzymania, na przykład w trakcie nocnych przestojów, stężenia siarkowodoru w ściekach wypływających z tych przewodów mogą być bardzo wysokie, gdyż na jednostkę powierzchni biofilmu w przewodach o małej średnicy przypada mniejsza objętość ścieków.

Zastosowanie programu Epanet

W rozpoznaniu stanu technicznego ciśnieniowego systemu odprowadzania ścieków pomocne może być oprogramowanie numeryczne do obliczania przepływów i ciśnień w przewodach. Jest ono tym istotniejsze, im mniejszą mamy możliwość pomiarów.

Przykładem może być tutaj przepompownia w mieście M, dla której jedyną informacją jest przepływ przez przewód odprowadzający ścieki z całej pompowni. Ścieki ogólnospławne są pompowane na długości ok. 300 m w kierunku oczyszczalni w celu pokonania lokalnego wzniesienia terenu. Następnie ze studni rozprężnej ścieki spływają grawitacyjnie do oczyszczalni.

Tak zaprojektowany układ zapobiega rozerwaniu strumienia w czasie ujemnej fazy uderzenia hydraulicznego, do którego mogłoby łatwo dojść, gdyby cały rurociąg do oczyszczalni został zaprojektowany jako ciśnieniowy (patrz RI 11/2013).

Pompownia pracuje z napływem i ma kształt walca, który podzielono w pionie na dwie nierówne części – większą stanowi pompownia, a mniejszą zbiornik czerpalny ścieków. Po modernizacji pompownia złożona jest z czterech pomp posadowionych wertykalnie na czterech fundamentach. Pompy pracują z napływem ścieków, a więc poziom tych ostatnich w zbiorniku znajduje się powyżej króćca wlotowego do pomp.

Schemat połączenia pomp i rurociągów pokazano na rys. 2, który stanowi wydruk z programu obliczeniowego Epanet2. Do zbiornika 2 dopływają ścieki ogólnospławne kanałem 1. Przyjęta do obliczeń duża średnica przewodu 1 i mała długość powoduje, że zadając w węźle 1 zmienne w czasie dopływy (ujemne rozbiory), możliwe jest modelowanie pracy pompowni przy zadanych dopływach w czasie deszczu.

Zbiornik 2 uwzględnia bilans masy w czasie. Sterowanie pompami 6, 7, 8 i 9 odbywa się w zależności od poziomu ścieków w zbiorniku. Pierwsza pompa włącza się, gdy poziom przekroczy 1,75 m, i wyłącza, gdy spadnie poniżej 1,35 m. Druga włącza się, gdy poziom napełnienia zbiornika przekroczy 2,15 m, i wyłącza, gdy spadnie poniżej 1,35 m, trzecia – gdy poziom przekroczy 2,35 m i spadnie poniżej 1,35 m, a czwarta załączana jest, gdy poziom przekroczy 2,55 m, a wyłączana, gdy spadnie poniżej 1,35 m.

Model nie uwzględnia tego, że pompy pracują w rezerwie gorącej – w czasie pogody bezdeszczowej pracują kolejno w zakresie położeń zwierciadła ścieków w zbiorniku pomiędzy 1,75 a 1,35 m. Jest to praktycznie bez znaczenia dla wyników obliczeń, gdyż jak potwierdził w trakcie pomiarów serwisant firmy Grundfos, wydajności pojedynczo pracujących pomp nieznacznie różnią się między sobą.

Odcinek tłoczny o łącznej długości 304 m został rozbity na dwa odcinki: nr 17 i 18. Studnię rozprężną zamodelowano za pomocą symbolu używanego do ustalenia poziomu zwierciadła wody, a tym razem ścieków – nadano jej nr 16.

Zsumowano współczynniki oporów miejscowych na poszczególnych odcinkach i wprowadzono je do programu. Najbardziej problematyczne jest ustalenie wielkości współczynnika oporu dla zwrotnych zaworów kulowych, gdyż do momentu przekroczenia pewnej wartości ciśnienia od strony napływu w ogóle się one nie otwierają, później są częściowo otwarte, co odpowiada bardzo wysokim współczynnikom oporów miejscowych, i wreszcie po całkowitym otwarciu wartość tych współczynników spada.

Zatem zawory zwrotne nie charakteryzują się stałą wartością współczynnika oporów miejscowych, aż do ich całkowitego otwarcia. Zastosowane zawory zwrotne kołnierzowe z wulkanizowaną kulą produkcji Jafar o numerze katalogowym 6516 otwierają się całkowicie po przekroczeniu spadku wysokości ciśnienia 0,4 m słupa wody przy wydajności 360 m³/h, to znaczy 100 l/s (jak wynika z katalogu producenta).

Poniżej tego przepływu zastosowane zawory nie powinny pracować, gdyż położenie kuli może być niestabilne. Przepływ 100 l/s przez przewód o średnicy 200 mm odbywa się z prędkością 3,2 m/s. Obliczając na tej podstawie współczynnik oporów miejscowych ze wzoru (5), otrzymujemy stosunkowo małą wartość – x = 0,76.

(5)

gdzie:

Dh_str – strata wysokości ciśnienia w metrach słupa wody,

x – współczynnik oporów miejscowych,

g – przyspieszenie ziemskie.

Korzystając dalej z krzywej sprawności zaworów zwrotnych, otrzymujemy stratę wysokości ciśnienia 2 m słupa wody przy wydajności 236 l/s, to jest przy prędkości ok. 7,5 m/s. Obliczony współczynnik oporów miejscowych wynosi dla tych wartości niewiele ponad 0,7. Zatem współczynnik oporów miejscowych najpierw maleje wraz ze wzrostem prędkości przepływu aż do całkowitego otwarcia zaworu kulowego, a później utrzymuje stałą wartość. Dla pojedynczo pracującej pompy przyjęto pełne otwarcie zwrotnego zaworu kulowego i x = 0,8.

Dla mniejszych średnic, żeby całkowicie otworzyć zawór zwrotny, wymagane są mniejsze przepływy – przykładowo dla średnicy 100 mm zaworów kulowych wspomnianego producenta byłoby to 50 l/s, ale minimalna prędkość przepływu dla pełnego otwarcia będzie jeszcze większa.

Wyniki obliczeń i dyskusja

Do obliczeń założono bardzo wysoką wartość zastępczego współczynnika chropowatości piaskowej przewodów: dla nowej pompowni 1 mm, a w starym przewodzie tłocznym 6 mm. Obliczenia przeprowadzono, przyjmując, że w czasie symulacji numerycznej zamknięty jest przewód do mieszania osadów w komorze przepompowni.

Przewód ten, o średnicy 100 mm, włączony jest do rurociągu tłocznego w pompowni pomiędzy węzłami 13 i 14. Wszystkie obliczenia przeprowadzono przy wysokości napełnienia ściekami odpowiadającej chwili włączenia ostatniej pompy i wyłączenia pierwszej.

Przy przyjęciu do modelu numerycznego tak wysokich wartości zastępczej chropowatości piaskowej pojedyncza pompa powinna według obliczeń dostarczać od 108 do 113 l/s dla wysokości napełnienia 1,40 m w komorze czerpalnej oraz od 113 do 119 l/s dla wysokości 2,60 m. Zróżnicowanie wydajności przy tej samej wysokości napełnienia wynika z różnych ustawień pomp w pompowni.

Wartość 108 l/s jest zaniżona z uwagi na zawyżony współczynnik oporów dla trójników, które dla pojedynczej pompy nie pracują jako trójniki i nie powodują tak dużych strat wysokości ciśnienia. Tymczasem z pomiarów przeprowadzonych przez Grundfos wynika, że pojedyncze pompy mają wydajności 92–94 l/s, a więc znacznie mniejsze.

Tak mała różnica wydajności skrajnych pomp pracujących z osobna świadczy o tym, że od węzła 14 do węzła 11 opory przepływu są mniejsze od założonych w modelu (współczynniki oporów miejscowych dla trójników) i że na tym odcinku nie ma sensu szukać przyczyn dławienia przepływu.

Przy dwóch pracujących pompach sumaryczna obliczona z modelu wydajność pomp 6–7 i 3–8 wyniosła 203 l/s przy napełnieniu 2,60 m komory czerpalnej, a pomp 4–13 i 5–14 – 185 l/s przy napełnieniu 1,40 m.

Tymczasem zmierzona przez Grundfos wydajność dwóch pomp wyniosła 125 l/s. Dla trzech pomp pracujących (nr 6–7, 3–8, 4–9 z rys. 2) przy wysokości napełnienia zbiornika czerpalnego 2,60 m obliczone wydajności wynoszą 86, 85 i 84 l/s, czyli obliczeniowa wydajność całkowita wynosi 256 l/s, a zmierzona przez Grundfos – 153 l/s.

Dla czterech współpracujących pomp obliczeniowe wydajności wyniosły odpowiednio: 75, 74, 71 i 70 l/s. Brakuje wyników pomiarów, które można byłoby porównać z wartościami obliczeniowymi dla tego przypadku.

Tarowanie modelu

Ponieważ różnice pomiędzy obliczonymi i zmierzonymi wartościami przepływów są rażąco duże, podjęto próbę wytarowania modelu. Jak już wcześniej stwierdzono, od węzła 14 do węzła 11 opory przepływu są mniejsze od założonych w modelu (współczynniki oporów miejscowych dla trójników) i wyniki pomiarów Grundfosa dowodzą, że nie ma co szukać na tym odcinku przyczyn dławienia przepływu.

Tarowanie modelu przez zwiększanie stałych współczynników oporów miejscowych na odcinkach 6–11, 3–12, 4–13, 5–14 nie może dać zadowalających rezultatów, gdyż prowadzić będzie do prawie równomiernego dławienia pomp.

Tarowanie mogłoby być przeprowadzone przez zwiększanie współczynników oporów miejscowych kulowych zaworów zwrotnych na połączeniach 7–11, 8–12, 9–13, 10–14, tym większych, im mniejszy jest przepływ, ale nie znane są wielkości tych oporów dla przepływów poniżej charakterystyki pracy podanej przez producenta.

W przypadku małych przepływów wiadomo, że współczynniki strat miejscowych zaworów zwrotnych bardzo rosną, ale maleje kwadrat prędkości przepływu. Zatem za najbardziej prawdopodobne przyjęto wystąpienie wysokich oporów w przewodzie tranzytowym spowodowanych oporem miejscowym, np. przymkniętą zasuwą lub osadami w tym przewodzie.

Przyjmując całkowity współczynnik oporów miejscowych na odcinku 15–16 w wysokości Sx = 180, uzyskano sumaryczny przepływ dla dwóch pomp (5–10, 4–9) w wysokości 134–138 l/s przy wysokości napełnienia w komorze czerpalnej 1,40 m, a z pomiarów 125 l/s. Dla pracujących trzech pomp (6–7, 3–8, 4–9) i dla napełnienia zbiornika czerpalnego 2,60 m otrzymano z obliczeń 149 l/s, a z pomiarów 153 l/s.

Dla pracującej pojedynczej pompy (5–10) otrzymano przepływ obliczeniowy 92 l/s, a z pomiarów 93 l/s. Wyniki obliczeń zbliżone są zatem do wyników pomiarów, co świadczy o nadzwyczaj dużej oporności rurociągu tłocznego poza pompownią (osady, przymknięta zasuwa?).

Osady w przewodach ssawnych

Według obliczeń dla pojedynczo pracującej pompy (najczęstszy przypadek) naprężenia ścinające w rurociągu ssawnym analizowanej pompowni wynoszą ok. 4,9 N/m², co jest na tyle dużą wartością, że wątpliwe wydaje się, by w przewodach mógł się odłożyć osad. Również rurociąg tłoczny pracuje przy stosunkowo wysokich wartościach naprężeń ścinających – 4,3 N/m² przy pojedynczo pracującej pompie.

Trudno ocenić okresowe działanie recyrkulacji ścieków w komorze czerpalnej, gdyż brakuje danych dotyczących tego rozwiązania w dokumentacji, a dostęp wymagałby najpierw spuszczenia ścieków z komory, a zatem wykonania na ten czas obejścia pompowni.

Zawracane okresowo do komory ścieki mają naddatek ciśnienia w stosunku do potrzeb rozmywania osadów i można to rozwiązać, np. układając w narożnikach komory, na jej dnie, wypływy zakończone dyszami, tak aby wykorzystać ciśnienie panujące po stronie tłocznej pompowni do nadania ściekom wysokiej energii kinetycznej w celu rozmywania osadów.

Model ogólny

Zastosowane do badania pompowni ścieków ogólnospławnych modele można łatwo rozszerzyć o możliwość współpracy ze zmiennym w czasie dopływem ścieków deszczowych. Ponieważ program Epanet nie służy do modelowania przepływu przez kanały ze swobodnym zwierciadłem wody, konieczne jest zadanie zmiennego w czasie dopływu do pompowni.

Należy również zdefiniować czas, którego dotyczy rozkład dopływu, i podać współczynniki nierównomierności w opcji „pattern”. Zapisane w opcji „controls” instrukcje sterowania pracą pomp w zależności od położenia zwierciadła wody w zbiorniku pompowni powinny odpowiadać warunkom rzeczywistym.

Bardziej naturalne w takim przypadku jest jednak zastosowanie jednego programu dla kanałów dopływowych i pompowni z tranzytem. Liczba komercyjnych programów, które można do tego celu zastosować, jest duża, można też skorzystać z darmowego programu SWMM.

Wnioski

1. Kanalizacji ciśnieniowej towarzyszy wydzielanie odorów, w tym toksycznego siarkowodoru, który powoduje korozję siarczanową grawitacyjnych kanałów betonowych lub, gdy ich nie ma za przewodem tłocznym, konstrukcji oczyszczalni ścieków. Sam przewód ciśnieniowy nie jest atakowany przez ten rodzaj korozji. Straty materialne wywołane korozją mogą być dotkliwe i problemowi temu należy poświęcić znacznie więcej uwagi niż dotychczas. Im mniejsze średnice przewodów i krótsze czasy przetrzymania, tym mniejsze straty wywołane korozją. Możliwe jest prognozowanie postępów korozji, a co ważniejsze przeciwdziałanie jej. W kanalizacji ciśnieniowej, w terenie o zabudowie rozproszonej, a więc dla małych średnic przewodów i przy krótkich czasach przetrzymania, ilość wydzielanego siarkowodoru i innych odorów jest mniejsza niż przy dużych średnicach przewodu.
2.  Żeby zaszła gwałtowna korozja siarczanowa betonu, muszą zostać spełnione następujące warunki:

• stężenie tlenu rozpuszczonego w kanale grawitacyjnym mniejsze od 1 mg/l,
• czas przetrzymania w przewodzie ciśnieniowym powyżej 0,5 h albo małe prędkości przepływu w przewodzie grawitacyjnym i nieefektywne przewietrzanie,
• pH ścieków poniżej 8,
• zawilgocenie sklepienia kanału grawitacyjnego.

Korozja siarczanowa przebiega tym szybciej, im:

• mniejsze jest stężenie tlenu w ściekach,
• mniejsze jest stężenie azotanów w ściekach,
• dłuższy jest czas przetrzymania ścieków w kanale ciśnieniowym,
• bardziej stężone są ścieki bytowo-gospodarcze,
• niższe jest pH ścieków i wyższa ich temperatura,
• mniej efektywne jest przewietrzanie kanału grawitacyjnego.

Żeby zaszła korozja siarczanowa betonowego kanału grawitacyjnego, konieczny jest też choćby nieduży dopływ tlenu do powietrza wypełniającego kanał, ale wystarczą włazy kanalizacyjne, a tym bardziej rzadkie podłączenia do budynków z pionami zakończonymi wywietrznikami, by ten warunek spełnić.

3. Programy numeryczne służące obliczaniu ciśnieniowych sieci wodociągowych i kanalizacyjnych są przydatnym narzędziem do badania powodów zmniejszenia wydajności pompowni i utrudnień w ich pracy, spowodowanych na przykład częściowym zamknięciem zaworów zwrotnych lub zbyt dużymi wymaganymi wartościami ciśnienia na ssaniu dla wydajności pomp znacznie odbiegających od wartości nominalnych. Programy takie stanowią niezastąpione narzędzie do badań tam, gdzie możliwości przeprowadzenia jakichkolwiek pomiarów są bardzo ograniczone.

4. Możliwości samooczyszczania się przewodów tłocznych zależą w dużej mierze od tego, na ile strome są charakterystyki pomp. Przy stromych charakterystykach raz na pewien czas bardzo wzrasta ciśnienie i prędkość przepływu ścieków, co sprzyja usuwaniu osadów. Obliczone wartości naprężeń ścinających są znacznie lepszym wskaźnikiem warunków transportu osadów niż same prędkości przepływu, gdyż ich wartości uwzględniają wpływ średnicy i chropowatości przewodu. W przewodach ciśnieniowych na sklepieniu kanału odkładają się często tłuszcze.

Artykuł powstał na podstawie referatu przedstawionego podczas Ogólnopolskiej Konferencji Naukowej „Gospodarka wodno-ściekowa i odpadowa miast i wsi”, Tuchola/Tleń, 5–7 września 2013 r.

Literatura

1.  Design manual, Odor and Corrosion Control in Sanitary sewerage Systems and Treatment Plants, EPA/625/1-85/018, Center for Environmental Research Information U.S. Environmental Protection Agency, Office of Research and Development, Cincinnati, OH, October 1985.
2. Czuba J., Korozja siarczanowa konstrukcji betonowych na przykładzie kolektora przerzutowego z Kalisza, „Ochrona Środowiska” nr 3/2006.
3. Dąbrowski W., McGarity A., Czapliński T., Dąbrowska B., Spaczyńska M., Metoda wnioskowania o zagrożeniu kanałów betonowych korozją siarczanową wraz z przykładem zastosowania, IV Konferencja Naukowo­‑Techniczna „Nowe technologie w sieciach i instalacjach wodociągowych i kanalizacyjnych”, Ustroń 2002.
4. Dąbrowski W., Oddziaływanie sieci kanalizacyjnych na środowisko, książka akademicka PK, Kraków 2004.
5. Dąbrowski W., Czy stężenie siarczanów ma istotny wpływ na korozję siarczanową? Część 1. Podstawy prognozowania, „Gaz, Woda i Technika Sanitarna” nr 11/2011.
6. Dąbrowski W., Czy stężenie siarczanów ma istotny wpływ na korozję siarczanową? Część 2. Rzeczywisty przykład obliczeniowy, „Gaz, Woda i Technika Sanitarna” nr 12/2010.
7. Dąbrowski W., Nieporozumienia dotyczące korozji siarczanowej kanałów, „Instal” nr 1/2013.
8. Weismann D., Komunalne przepompownie ścieków, Wyd. Seidel-Przywecki, Warszawa 2000.
9. Węglewski W., Modelowanie zniszczenia betonu wywołanego korozją siarczanową, rozprawa doktorska, Instytut Podstawowych Problemów Techniki Polskiej Akademii Nauk, Warszawa 2008.

Chcesz być na bieżąco? Zapisz się do naszego newslettera!