Cercetări teoretice și experimentale asupra curgerii fluidelor polifazate prin stația de epurare în scopul optimizării energetice Theoretical and… [611917]

UNIVERSITATEA „POLITEHNICA” din BUCUREȘTI
ȘCOALA DOCTORALĂ DE ENERGETICĂ

TEZĂ DE DOCTORAT
REZUMAT

Cercetări teoretice și experimentale asupra curgerii fluidelor
polifazate prin stația de epurare în scopul optimizării
energetice

Theoretical and experimental research on the polyphase fluids
flow through the wastewater treatment plant in order to
optimize energy

Autor: As. drd. ing. Corina Ionescu (Boncescu)

Conducator de doctorat: Prof. dr. ing. Dan Niculae ROBESCU

Președinte Prof. dr. ing. Adrian
BADEA de la Universitatea Politehnica
București, București
Conducator de doctorat Prof. dr. ing. Dan
Niculae ROBESCU de la Universitatea Politehnica
București, București
Referent Prof. dr. ing. Horia
NECULA de la Universi tatea Politehnica
București, București
Referent Prof dr. ing. Ion
MIREL de la Universitatea Politehnica,
Timișoara
Referent Prof. dr. ing. Virgil
PETRESCU de la Universitatea Tehnică de
Construcții, București

2017

2
CUVÂNT ÎNAINTE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 4
1. FLUIDE POLIFAZATE – INTRODUCERE ………………………….. …………………………. 5
1.1. CLASIFICAREA ȘI APLIC AȚII ALE FLUIDELOR P OLIFAZATE ………………………….. ……….. 5
1.2. COMPLEXITATEA FLUIDEL OR POLIFAZATE ………………………….. ………………………….. .. 5
1.3. CURGEREA FLUIDELOR PO LIFAZATE ………………………….. ………………………….. ………… 5
1.4. FLUIDE POLIFAZATE ÎN STAȚIA DE EPURARE A APELOR UZATE ………………………….. …. 5
2. STADIUL ACTUAL AL CE RCETĂRILOR ÎN STUDIU L CURGERII
AMESTECULUI POLIFAZI C ÎN STAȚIILE DE EPU RARE ………………………….. ………. 6
2.1. MODELAREA CURGERII ÎN DECANTOARE ………………………….. ………………………….. ….. 6
2.2. MODELAREA CURGERII NĂ MOLULUI ………………………….. ………………………….. ……….. 6
2.3. MODELAREA ȘI SIMULARE A CURGERII ÎN BAZINE LE DE AERARE ………………………….. . 6
2.4. OBIECTIVELE CERCETĂRI I ………………………….. ………………………….. ………………………….. 6
3. EPURAREA BIOLOGICĂ A APELOR UZATE ………………………….. …………………… 7
3.1. EPURAREA BIOLOGICĂ AE ROBĂ ………………………….. ………………………….. ……………… 7
3.2. CLASIFICAREA PROCESEL OR DE EPURARE BIOLOG ICĂ AEROBĂ ………………………….. … 7
3.3. REGIMURI DE CURGERE A AMESTECULUI BIFAZIC AER-APĂ ………………………….. ……… 7
3.4. TRANSFERUL DE OXIGEN DIN AER ÎN MASA DE A PĂ (ECUAȚIA DE DISPERSIE ) ………….. 7
4. . DINAMICA UNEI BULE DE GAZ ÎN MASA DE AP Ă ………………………….. ……….. 8
4.1. ANALIZA DIMENSIONALĂ A MIȘCĂRII BULEI DE GAZ ÎN MASA DE APĂ ……………………. 8
4.2. PARAMETRII GEOMETRICI AI BULEI DE AER ………………………….. ………………………….. . 8
4.3. FENOMENUL DE DESTINDE RE ȘI COMPRIMARE A U NEI BULE DE AER : ECUAȚIA
RAYLEIGH -PLESSET ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 8
4.4. STABILITATEA BULEI DE GAZ ………………………….. ………………………….. …………………. 8
4.5. VITEZA DE RIDICARE A BULEI DE AER ………………………….. ………………………….. ……… 8
4.6. EFECTUL TURBULENȚEI A SUPRA DINAMICII BULE I DE AER ………………………….. ………. 9
5. CONSUMURI ENERGETICE ÎN CADRUL SEAU CONST ANȚA SUD ………….. 10
5.1. PREZENTARE GENERALĂ ………………………….. ………………………….. ……………………… 10
5.2. CONSUMURI DE ENERGIE ELECTRICĂ ÎN STAȚIA DE EPURARE A A PELOR UZATE
CONSTANȚA SUD ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 10
5.3. CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 11
6. CERCETĂRI EXPERIMENT ALE “IN SITU” ………………………….. ……………………. 12
6.1. DETERMINAREA PERFORMA ȚELOR DE OXIGENARE A ECHIPAMENTELOR MECAN ICE
TESTATE ÎN REGIM TRA NZITORIU ………………………….. ………………………….. ……………………… 12
6.2. CALCULUL PARAMETRILOR PENTRU DETERMINAREA PERFORMANȚELOR UNUI
ECHIPAMENT DE AERARE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 12
6.1.1. Calculul capacității de oxigenare ………………………….. ………………………….. …….. 12
6.1.2. Determinarea coeficientului economic și a puterii specifice …………………………. 13
6.1.3. Repartiția vitezei și a concentrației de oxigen dizolvat pentru măsurătorile „in situ”
………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………… 14
6.3. CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 17
7. CERCETĂRI EXPERIMENTALE ÎN LAB ORATOR ………………………….. …………. 18
7.1. DESCRIEREA INSTALAȚIE I EXPERIMENTALE ………………………….. ………………………… 18
7.2. REZULTATELE EXPERIMEN TELOR DE LABORATOR ………………………….. ………………… 18
7.2.1. Rezultatele obținute în cazul d 0 = 0,5 mm ………………………….. ……………………….. 18

3
7.2.2. Rezultatele obținute în cazul d 0 = 1 mm ………………………….. …………………………. 19
7.2.3. Rezultatele obținute în cazul d 0=1,5 mm ………………………….. ……………………….. 20
7.3. CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 21
8. MODELĂRI MATEMATICE ALE DINAMICII AMESTE CULUI BIFAZIC ….. 22
AER -APĂ ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. 22
8.1. MODELAREA MATEM ATICĂ FOLOSIND ECUA ȚIA DE DISPERSIE ………………………….. . 22
8.1.1. Elaborarea modelului matematic pentru ecuația de dispersie ………………………. 22
8.1.2. Rezultatele modelării și simulării numerice ………………………….. …………………… 23
8.1.3 Concluzii ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………. 23
8.2. MODELUL MATEMATIC PEN TRU DETERMINAREA VIT EZELOR GENERATE ȘI I NDUSE ÎN
MASA DE APĂ ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………… 23
8.2.1. Modelări și simulări matematice pentru d 0 = 0,5 mm ………………………….. ……… 24
8.2.2. Modelări și simulări matematice pentru d 0 = 1 mm ………………………….. ………… 25
8.2.1. Modelări și simulări matematice pentru d 0=1,5 mm ………………………….. ……….. 26
8.2.1. Concluzii ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………….. 27
9. COMPARAREA ECHIPAMET ELOR DE AERARE DIN P UNCT DE VEDERE
ENERGETIC ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………….. 28
9.1. CALCUL ENERGETIC ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 28
9.1. CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 28
10. CERCETĂRI ASUPRA PIERDERILOR D E SARCINĂ LA CURGERE A
AMESTECULUI APĂ -AER ………………………….. ………………………….. ………………………….. . 29
10.1. CERCETĂRI ACTUALE ÎN DOMENIUL PIERDERILOR DE SARCINĂ A AMESTECULUI
BIFAZIC AER -APĂ ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 29
10.2. CERCETĂRI EXPERIMENTA LE ÎN LABORATOR ………………………….. ………………………. 29
10.3. CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 31
11. CONCLUZII GENERALE, CONTRIBUȚII ORIGINALE ȘI DIRECȚI I
VIITOARE DE CERCETAR E ………………………….. ………………………….. ……………………….. 32
11.1. CONCLUZII GENERALE ………………………….. ………………………….. ………………………… 32
11.2. CONTRIBUȚII ORIGINALE ………………………….. ………………………….. ……………………… 32
11.3. DIRECȚII VIITOARE DE CERCETARE ………………………….. ………………………….. ……….. 33
BIBLIOGRAFIE SELECTI VĂ ………………………….. ………………………….. ………………………. 34

4
Cuvânt înainte

Domeniul curgerii flu idelor polifazate de tip aer -apă, precum în bazinele de epurare
biologică a apelor uzate, este deosebit de important pentru multe aplicații în domeniul tehnic.
În acest domeniu lucrează multe colective de cercetare , învațămâ nt superior și industrie care
și-au adus contribuțiile menționate în capitolul 1. Este un domeniu interesant din punct de
vedere știin țific deoarece curgerea fluidelor polifaz ate își are legile ei proprii puțin cunoscute
de mecanici. Este un domeniu ce prezintă interese pentru specialiști deoarece dispersia
aerului în apă și transferul oxigenului din gaz în mediul apos necesită o cantitate mare de
energie.
Prezenta teza de do ctorat analizează acest domeniu atât prin cercetări teoretice cât și
prin cercetări experimentale cu scopul de a elucida aspectul care apare în creerea și mișcarea
bulelor de gaz prin mediul apos. În drumul lor ascensional bulele de gaz cedează lichidului,
oxigenul atât de necesar procesului biologic cât și vieții.
Cercetările urmăresc atât identificarea impactului mișcării generate asupra transferului
de oxigen cât și aspectul consumurilor energetice astfel încât să se atingă un echilibru
tehnico -economic a procesului de epurare biologică. În capitolul 5 sunt prezentate aspect e
legate de consumurile energetice dintr -o stație de epurare. Studiile au arătat faptul că
suflantele utilizate pentru procesul de epurare biologică sunt cele mai mari consumatoare de
energie. În capitolul 6 , de cercetări experimentale realizate “in situ”, s -a urmărit determinarea
parametrilor economici și hidraulici pentru două tipuri de aeratoare mecanice cu puterea
consumată de 25 kW , respectiv de 37 kW.
Concluziile obținute după ce rcetările efectuate au relevat faptul că d in punct de vedere
economic aeratorul cu putere mai mică este mai benefic , însă din punct de vedere h idraulic
cel cu putere mai mare oferă condiții mai bune pentru desfășurarea procesului biologic.
Pentru îmbunătă țirea procesului de epurare biol ogică este necesară înțelegerea în
detaliu a formării și mișcării bulelor de aer în masa de apă. În acest scop, în capitolele 7 și 8
sunt prezentate rezultatele cercetările experimentale realizate în laborator și modelările
matematice care vin în c ompletarea acestora. Aceste cercetări au scopul de a identifica o
corelație între presiunea de introducere a aerului, diametrul orificiului prin care trece masa de
gaz și mișcarea generată în masa de apă de către bulele de aer. Rezultatele au arătat că modul
de formare a vârtejurilor este un factor important în transfer ul oxigenului din aer în apă.
Un ultim aspect urmărit în cadrul tezei se referă la impactul prezenței aerului în masa
de apă asupra pierderilor de presiune. Cercetările realizate în laborat or și modelările
matematice susț in faptul că pierderea de sarcină în mișcarea amestecului bifazic este mai
mare dec ât în cadrul curgerii apei.
Astfel , teza devine o ba ză în ceea ce privește caracteristicile hidrodinamice a
amestecului bifazic aer -apă din stațiile de epurare a apelor uzate. Pe urma acestor cercetări se
poate stabili un echilibru între coeficienții energetici, hidraulici și economici în scopul
reducerii c onsumului de energie la nivel de bazine biologice.

5
1. Fluide polifazate – introducere

1.1. Clasificarea și aplicații ale fluidelor polifazate

În principiu, clasificarea fluidelor polifazate se poate realiza în func ție de numărul de
faze, tipul fazelor, procentul fazei în amestec și interacțiunea dintre acestea. În func ție de
modul de interacțiune dintre faze, fluidele polifazate se pot clasifica astfel: medii dispersate,
medii separate, amestecuri bifazice (gaz -lichid, lichid -lichid, lichid -particule solide) și
amest ec trifazic (gaz -lichid -solid) [111].
1.2. Complexitatea fluidelor polifazate
În dinamica fluidelor polifazate apar interacțiuni între faze care determin ă apariția
unor deformări ale bulelor de gaz, formarea de conglomerate prin coagularea particulelor
solide în urma ruperii leg ăturilor dintre faze sau divizarea bulelor în dou ă bule mai mici
datorită forțelor de forfecare.
Principala problem ă în analiza curgerii fluidelor polifazate este reprezentată de
comportamentul reologic al amestecului. În cazul amestecului bifazic gaz -lichid apar
probleme la interfața dintre cele două componete din cauza : modificării formei bulei de gaz
în miș care, interacțiunil or de natură mecanică a bulelor, trasferului de gaz , antrenarea
fluidului de către bule în mișcarea ascensională a acestora . Ulterior elaborării modelelor
matematice și validarii, tehnicile de calcul devin instrumente puternice cu ajutorul cărora se
pot re zolva o serie de ecuații ale fluidelor multifazice.
1.3. Curgerea fluidelor polifazate
Fenomenele naturale de curgere a fluidelor polifazate sunt foarte complicate și nu pot
fi descrise într-un singur model matematic. Plecând de la sistemul de ecua ții de baz ă care
descri e mișcarea fluide lor polifazate, Navier -Stokes și ecuația de continuitate [40], [41] [85],
în ultimele decenii au fost dezvoltate mai multe modele matematice , fiecare dintre acestea
având avantaje și dezavantaje în încercarea de a prezenta cât mai fidel condi țiile reale [56],
[70].
1.4. Fluide polifazate în staț ia de epurare a ape lor uzate
Principalii parametri care caracterizează apele uzate sunt suspensiile solide totale
(SST), consumul biochimic de oxigen (CBO 5) și oxigen ul dizolvat (OD). Pentr u combaterea
poluării, sistemele de epurare și tratare a apei au devenit obligatorii , dezvoltându -se o
întreag ă legislație de mediu în acest domeniu [117], [119 – 124]. În Romania este în
momentul de față impusa prin legislație epurarea avansata a apelor u zate pentru
amplasamente cu peste 10000 de locuitori .
Deși există fluide polifazate în majoritatea treptelor de epurare , cea mai complex ă
etapă este cea de epurare biologică. Aici se regăsesc amestecuri de nămol activ și apă uzată,
nămol activ și aer, aer și apă uzată. Complexitatea amestecului determină apariția multor
probleme în procesul de transfer în ap ă al oxigenului necesa r epură rii. Cauzele acestora sunt:
concentra ție mare de microorgan isme; concentra ție mare de materie organică; presiunea
ridicat ă a aerului; regimul de curgere a amestecului aer -apă.

6
2. Stadiul actual al cercetărilor în studiul curgerii amestecului
polifazic în stațiile de epurare

Prin instalațiile de tratare/epurare a ap ei curg amestecuri polifazate formate din
diferite substanțe și particule dizolvate sau dispersate prin mediul apos sub formă granulată
sau coloidală. Între constituenții mediilor polifazate apar interacțiuni de natură fizică, chimică
și uneori biochimică. Lucrările și tezele de doctorat elaborate până în această etapă [22],[45],
[50],[53], [79], [105], [109], iau în considerare doar o parte dintre aceste interacțiuni.
2.1. Modelarea curgerii în decantoare
Caracteristicile hidrodinamice ale unui bazin de sedime ntare pot fi determinate
rezolvând ecuațiile de mișcare a fluidelor polifazate. Modelarea numerică în decantoare s -a
dezvoltat foarte mult în ultimii ani [29].
2.2. Modelarea curgerii nămolului
Cercetările realizate în studiul comportamentului hidrodinamic al nămolului din
stațiile de epurare s -au axat pe determinarea concentrațiil or de materii solide în suspensie ,
atât în echipamentele de pre -tratare a nămolului , cât și în metantancuri. De asemenea au fost
realizate studii pentru determinarea impactului parame trilor fizici și chimici asupra
concentrației de materie organică din nămol [75].
2.3. Modelarea și simularea curgerii în bazinele de aerare
Aerarea este un proces cheie în epurarea apelor uzate. Rolul său este de a furniza
oxigenul necesar pentru toate proces ele de tratare aerobă. În sistemele cu nămol activ, aerarea
asigură, de asemenea, amestecarea particulelor aflate în suspensie și omogenizarea
amestecului apa -aer-nămol activ. Simularea curgerii bulelor de gaz în mediul apos este una
complexă și a reprezen tat subiectul numeroaselor studii [ 46], [63], [64], [114 ].
În bazinele de aerare are loc cel mai mare consum de energie dintr -o stație de epurare .
În funcție de necesarul de oxigen și transferul acestuia în masa de apă, consumul de energ ie
electrică este î ntre 10 -30 W/m3 apă uzată. D omeniul de curgere într -un bazin de aerare este
influențat de sistemele de aerare și de mixere.
2.4. Obiectivele cercetării
Subiectul tezei de doctorat este studierea cur gerii amestecului aer-apă în bazinele de
aerare din stația de epurare a apelor uzate. Scopul lucrării este determinarea impactului
antrenării masei de apă în mișcarea ascensională a bulei de gaz asupra procesului de epurare
biologică, respectiv a transferului de oxigen din aer în apă.
Obiectivele cercetării sunt:
 Analiza literaturii de specialitate din domeniu, în vederea identificării
metodelor/modelelor realizate până în prezent pentru studiul procesului dinamicii
amestecului aer – apa;
 Analiza performanțelor energetice a echi pamentelor de aerare;
Deteminări experimentale ”in situ” și în laborator pentru vizualizarea și determinarea
mișcării bulelor de aer în masa de apă;

7
3. Epurarea biologică a apelor uzate

3.1. Epurarea biologică aerobă

Procese le biologice aerobe sunt frecvent utilizate în tratamentul apelor reziduale
organice pentru atingerea unui grad ridicat de eficien ță de epurare și au eficiență ridicată
pentru apele uzate cu valori ale CBO 5 cuprinse între 300 – 700 mg/l. Dezavantajul procesului
aerob constă în acela că echipamentele de aerare utilizate necesită un consum ridicat de
energie pentru introducerea aerului în sistem , ceea ce înseamn ă costuri ridicate.
Pentru evaluarea performanțelor echipame ntului de aerare, mărimea de bază este
indicele energetic E [kg O 2/kWh] care se recomandă să fie mai mare de 3 kg O 2/kWh [60].
Numeroase cercetări au considerat faptul că intensitatea hidrodinamicii induse în bazinul de
aerare se poate aprecia global prin indicele δ [W/m3], care reprezintă puterea echipamentului
utilizat pentru insuflare de oxigen raportată la unitatea de volum a bazinului ș i ale cărui valori
trebuie s ă depășească 20 W/m3, considerată ca limită inferioară a evaluării depunerilor
flocoanelor de nămol [ 39] .
Principala sarcină a inginerilor de ape uzate este de a înțelege fenomenul de amestec
între microorganisme, apa uzată și oxigenul dizolvat și de a găsi metode de îmbun ătățire a
acestui fenomen cu scopul de a obține eficienț ă ridicată și costuri scăzute.
3.2. Clasificarea proceselor de epurare biologică aerobă
Cel mai frecvent și cel mai vechi proces de epurare biologic ă utilizată pentru epurarea
apelor uzate menajere și industrial e este procesul convențional cu nămol activ [57], [ 68],
[115], [118]. O tehnologie actuală în epurarea biologică a apelor uzate municipale și a apelor
uzate industriale din categoria rafinăriilor și uzine lor petrochimice este reprezentată de
utilizarea bazinelor de reacție secven țiale (SBR) . O modificare a co nfigurației sistemului ,
care a fost implementată în sistemele de epurare a apelor uzate industrial e, a dus la obținerea
bioreactorului cu mediu fluidizat [3], [97], [104]. Bioreactorul cu membran ă (MBR) este cea
mai recentă tehnologie de degradare biologic ă a impurităților organice solubil e [38] [87] .
3.3. Regimuri de curgere a amestecului bifazic aer -apă

În studiul deplasării aerului în masa de apă au fost identificate următorele regimuri d e
curgere: omogen sub bulă cu bulă (laminar ), melc , val și curgere inelară (turbulent) [14]. Cele
mai des întâlnite sunt regim ul de curgere omogen și turbulent . Trecerea de la un regim la altul
se realizează printr -un regim de tranziție care depinde de condițiile de realizare a curgerii.
În urma experimentelor, s-a const atat faptul că numărul Weber și num ărul Reynolds
pot ajuta la ident ificarea regimului de curgere.
3.4. Transferul de oxigen din aer în masa de apă (ecua ția de dispersie)

În cadrul acestei teze , primele ce rcetări făcute asupra dispersiei oxigenului din aer au
dus la identificarea unui raport între coeficientul de dispersie și coeficientul de reacție a
microorganismelor cu oxigenul.

8
4. Dinamica unei bule de gaz în masa de apă

Studiile analitice și numerice ale dinamicii amestecului aer -apă sunt deosebit de
complexe datorită numărului ridicat de ecuații care descriu procesul. Cercetările
experimentale sunt, de asemenea, complicate , dar dezvoltarea tehnologiei în domeniul
instrumentelor de măsură a permis obținerea unor rezultate experimentale cu precizie ridicat ă
[74].
4.1. Analiza dimensională a mișcării bulei de gaz în masa de ap ă
În studiul curgerii amestecului aer -apă, parametrii importan ți pentru analiza
dimensional ă pot fi clasifica ți în: p ropriet ățile fl uidelor și constantele fizice , propriet ățile
ames tecului aer -apă, proprietațile de curgere (debit) î n zona de intrare.
Ținând cont de toți acești parametri , conform tehnicilor analiz ei dimensional e se poate
scrie e cuați a:
( ) (4.1)
4.2. Parametrii geometrici a i bulei de aer
Structura amestecului bifazic aer -apă este complex ă și de aceea există dificultatea
definirii cu exactitate a caracteristicil or bulelor de aer. Astfel , au fost introduse două
precizări : bula de aer este definită ca volumul de aer care este înconjurat în mod con tinuu sau
nu de pelicula de apă și d iametrul bulei de aer este diametrul echivalent al unei bule sferice
care are același volum cu bula de aer analizată;
4.3. Fenomenul de destindere și comprimare a unei bule de aer: ecuația
Rayleigh -Plesset
Ecuația Rayleigh -Plesset descrie creșterea/colapsarea unei bule de gaz pentru care se
consideră constante densitatea apei și coeficie ntul dinamic de viscoz itate a l apei . De
asemenea , se consideră că interiorul bulei de aer este un mediu uniform și omogen, cu
presiunea și temperatur a funcție de timpul t.
4.4. Stabilitatea bulei de gaz
În acest subcapitol au fost prezentate modalitățile de rezolvare a problemei de
stabilitate a bulei de gaz plecând de la ecuația Rayleigh -Plesset .
4.5. Viteza de ridicare a bulei de aer
Considerând o bulă izolată de aer care se ridică într -o masă de apă în regim staționar,
forțele care acționează asupra bulei sunt: forța de greutate FG, forța arhimedică FA și forța de
frecare între apă și aer Ff, care acționează în sens invers mișcării bulei , numită f orță de
rezistență la înaintare. Aplicând principiul de echilibru al forțelor dat de relația se obți ne
formula de calcul a vitezei de ridicare a bulei de gaz (4 .2):
( )
(4.2)
Mulți cercet ători au studiat viteza de ridicare a unei bule individuale de aer în masa de
apă af lată în repaus și au identificat relații de calcul pentru aceasta.

9
4.6. Efectul turbulenței asupra dinamicii bulei de aer
În analiza curger ii bifazice aer-apă, mai mulți cercetători au discut at despre efectul
turbulenței asupra vitezei de ridicare a bulei de gaz . Si asupra transferului de oxigen din aer
în apă [99], [102]. Cele mai multe discuții s -au axat pe faptul că un grad ridicat de turbulență
ar înt ârzia ridicarea bulei , conducând la viteze mai mici decât în cazul curger ii laminar e.
Totuși, n iciun studiu nu a demonstrat în mod concludent o creștere sau o scădere a vitezei de
ridicare.

10
5. Consumuri energetice în cadrul SEAU Constanța Sud

5.1. Prezen tare generală
Stațiile de epurare municipale sunt consumatori importanți de energie din sistemul
energetic național. Costurile acestor consumuri energetice reprezintă o pondere importantă
din costurile de operare. În stațiile de epurar e a apelor uzate este foarte dificilă realizarea
economiilor de energie, deoarece procesul este continuu.
5.2. Consumuri de energie elec trică în Stația de epurare a apelor uzate
Constanța Sud
Alimentarea cu energie electrică a Stației de epurare Constanța Sud se face pe două
linii de medie tensiune de 20 kV. De pe cele două linii se alimentează cinci puncte de
transformare PTA, PT2, PT1, PTB și PT7. În total există 199 de consumatori pentru care s -a
înregistrat o putere medie necesară de 500 MWh/luna , respectiv 17 MWh/zi (fig.5.1).
În treapta de epurare biologică se găsesc ce i mai mari consumato ri de energie din
întreaga stație. Acest lucru se datorează celor nouă suflante și opt agitatoare , care asigură
introducerea în bazine le de aerare a aerului necesar dezvoltării microorganismelor și ,
respectiv, amestecului celor trei componente aer – apă – nămol activ , astfel încât procesul de
transfer de oxigen să aibă o eficie nță ridicată.

Fig. 5. 1. Variația consumului energetic lunar în anii 2015 -2016

În perioadă 30.03.2016 – 26.04.2016 , în cinci zile diferite, au fost realizat e măsurători
detaliate în scopul identificării principalilor consumatori din stație. Rezultatele consumurilor
energetice în procente obținute sunt prezentate în figura 5.3. 0100200300400500600700E [MWh/luna] Consumul de energie electrica in SEAU Constan ța-
Sud
2015
2016

11

Fig. 5. 2. Schema punctelor de măsur are a consumatorilo r de energie electrică din SEAU Constanța Sud

Fig. 5. 3. Reprezentarea procentuală a consumului energetic din SEAU

De remarcat faptul că c el mai mare cons um energetic , 53% din nec esarul energetic al
întregii stații de epurare , s-a înregistrat în punctul PTA la care sunt conectate suflantele
necesare oxigenării apelor din bazinele de aerare , precum și stația de pompare de nămol în
exces. Puterea necesară pentru funcționarea ac estora variază între 300 -500 kW .
5.3. Concluzii
Prin prelucrarea măsurătorilor consumurilor energetice realizate la cele cinci puncte
de măsurare de la SEAU Constanța Sud, s-a obținut faptul că cel mai mar e cons um,53% din
necesarul stației de epurare analizate, s-a înregistrat în punctul PTA, la care sunt conectate
suflantele d e la bazinele de aerare . Puterea necesară pentru funcționarea acestora variază între
300-500 kW. Cel mai mic consum s -a constatat în punctul PT7, la care sunt conectate sta ția
de fermentare supernatant și centrala electrică .
Pentru a avea un consum energetic minim este necesară identificarea unui echilibru
între debitul de alimentare cu aer, parametr ii hidrodinamici ai amestecului aer -apă și
coeficientul de transfer de oxigen din aer în apă necesar procesului tehnologic din SEAU
Constanța Sud .
Aceste caracteristici se vor reflect a în lucrarea prezentată prin analizarea următoarelor
aspecte : presiunile și pierderilor de presiune la int roducerea aerului în bazinele de aerare ,
vitezele generate și induse în masa de apă din bazinele de aerare , suprafețele de transfer al
oxigenului din aer în apă determinate de dimensiunea bulelor de gaz.
0102030405060
PTA PT1 PT2 PT7 PT7B P [%] Consum procentual

12
6. Cercetări experimentale “in situ”

6.1. Determinarea performațelor de oxigenare a echipamentelor
mecanice testate în regim tranzitoriu
Metodele actuale compară echipamentele mecanice din punct ul de vedere a l
parametrilor hidrodinamici. În urma cercetărilor efectuate „in situ” în cadrul acestei teze s -a
urmăr it compararea echipamentelor de aerare , ținând cont și de parametrii tehnico -economici
și cei de p erformanță de oxigenare: CO [kg O2/h], E [kg O 2/kWh], δ [W/m3].

6.2. Calculul parametrilor pentru determinarea performanțelor unui
echipament de aerare
Cerce tările experimentele „in situ” au fost realizat e pentru echipamente de aerare
mecanice de suprafa ță, cu puteri de consum diferite , 25 kW, respectiv 37 kW, aflate la stația
de epurare ape uzate de la Brazi. Măsurătorile au fost realizate la temperatur a apei de 9,50C.
Metod utilizată în determinarea performanțelor acestora a fost metoda de testare în regim
tranzitoriu [116] .
6.1.1. Calculul capacității de oxigenare
Prima etapă în calc ulul capacității de oxigen are a constat în determinarea coefientului
de transfer de masă. Pentru acest lucru s -a măsurat concentrația de oxigen dizolvat ajutorul
unui senzor de oxigen dizolvat fluorescent (LDO) montat la un controler portabil din seria
HQd timp de 15 minute. Valorile considerate au fost în intervalul 0,2*Css și 0,8*Css.
Analizele realizate de-a lungul timpului au arătat că acest interval oferă rezultatele cele mai
apropiate de cele reale cu o eroare de 0 ,01%.
Conoscând aceste valori și prin integrarea ecuației de bază a transferulu i de masă s-a
calculul at coeficientului de transfer specific de oxigen și ulterior capacitătatea de
oxigenare cu relațiile:

[min-1] (6.1)

[kg O 2/h] ( 6.2)
unde [mg O 2/l] reprezintă deficitul de oxigen față de concetrația la saturație la
moment ele t1 și t2, Css = 11,25 mg/l este concentrația de oxigen dizolvat la saturație, iar V
[m3] volumul de apă testat din bazin, θ factorul de corecție de temperatur ă pentru temperatur a
de 9,50C.
Pe baza rezultatelor obținute din măsurători și prelucrări statistice s-au reprezentat
grafic concentrați a de oxigen dizolvat în funcție de timp (fig. 6.1) și deficitul de oxigen în
funcție de timp (fig.6.2), pentru aeratorul mecanic de 25 kW [20].

13

Fig. 6. 1. Variația în timp a concentrației de oxigen
dizolvat (aeratorul de 25 kW) [20]
Fig. 6.2. Variația în timp a deficitului de oxigen dizolvat
(aeratorul de 25 kW ) [20]
În urma acestor măsurători, prelucrări și reprezentări grafice s -au obținut următoarele
valori: min-1 și kgO 2/h.
Pentru aeratorul mecanic de suprafață de 37 kW, î n urma măsurătorilor, prelucrări și
reprezentări grafice s -au obținut următoarele valori: min-1 și
kgO 2/h.

Fig. 6. 3. Variația în timp a concentrației de oxigen
dizolvat (aeratorul de 37 kW)
Fig. 6.4. Variația în timp a deficitului de oxigen
dizolvat (aeratorul de 37 kW)
6.1.2. Determinarea coeficientului economic și a puterii specifice
Coeficientul economic E reprezintă cantitatea de oxigen generat ă de echipamentul de
aerare raportată la puterea consumată :

[kg O 2/kWh] ( 6.3)
Pentru mă surătorile prezentate în acestă teză s -au obținut următoarele valori:
kg O 2/kWh respectiv kg O 2/kWh
Pentru analiza intensității mișcării dintr -un bioreactor s-a determinat indicele puterii
specifice , un parametru care indică energi a necesară pentru a erarea unui m3
de apă uzată :

[W/m3] (6.4) C(t) = 4.5092ln(t) – 5.6215
R² = 0.8448
01234567
0 3 6 9 12 15C [mg/l]
t [min] Conce ntrația de oxigen dizolvat
lnD = -0.083t + 2.6619
R² = 0.8519
1.51.61.71.81.922.12.22.3
0 3 6 9 12 15ln D
t [min] Variația logaritmic ă a deficitului de
oxigen dizolvat
C(t) = 4.6366ln(t) – 3.4251
R² = 0.961
012345678910
0 3 6 9 12C [mg/l]
t [min] Conce ntrația de oxigen dizolvat
lnD = -0.1369t+ 2.7657
R² = 0.9758
0.50.81.11.41.72.02.3
0 3 6 9 12ln D
t [min] Variația logaritmic ă a deficitului
de oxigen dizolvat

14
Pentru un volum de 416 ,66 m3 apă uzată din bazin s-au obținut următoarele
valori: W/m3 respectiv W/m3.
Comparând cazurile analizate, creșterea cu 48% a puterii consumate a condus la o
creștere a coeficientului economic cu 21% și cu 33% a puterii specific e.
6.1.3. Repartiția vitezei și a concentrației de oxigen dizolvat pentru măsurătorile „in
situ”
Pentru determinarea vitezei generate și induse s -a utilizat o micromorișcă de tip
Neyrpic cu înregistrare automat ă. Acest echipament măsoară numărul de impulsuri date de
rotorul micromoriștii în unitatea de timp , iar viteza generat ă și indusă se determină cu
ajutorul curbei de etalonare a acesteia dat ă de relația:
[m/s] (6.5)
unde n reprezintă numărul de impulsuri în unitatea de timp, iar v – valoarea vitez ei în
punctul de măsură.
Pentru estimarea intensității mișcării generate și induse în masa de apă de către
echipamentul mecanic de aerare s-a definit număril Reynolds la mișcarea indusă în bazin :

(6.6)
unde este densitatea amestecului, – viscoz itatea dinamică a amestecului, –
viscoz itatea cinematică a amestecului, n – turația rotorului , D – diametrul caracteristic al
rotorului , – viteza verticală indusă în punctul de măsură, h – înălțimea la care se află
punctul de măsură, H – înălțimea bazinului , L – latura bazinului de aerare .
Valorile vitezelor au fost corelate si valori concentrațiilor de oigen dizolvat măsurate
cu senzor ul de oxigen dizolvat fluorescent (LDO) montat la un controler portabil din seria
HQd ,
Bazinul de aerare din stația de epurare Brazi, pentru care s -au realiz at măsurătorile ,
are volumul de 2 .500 m3 și înălțimea de 3 ,8 m, în acesta fiind amplasate în total șase
aeratoare. Punctele de măsur are pentru care s -au efectuat cercetările în cazul aeratorul ui
mecanic cu putere a de 25 kW sunt identice cu cele realizate p entru aeratorul cu puterea de 37
kW și sunt prezentate în figura 6.3.

Fig. 6.3. Schema reparti ției verticalelor de m ăsură în bazinul de aerare a sta ției SEAU Brazi
față de axul aeratorului mecanic de suprafa ță

Valorile obținute pentru cazul aeratorului mecanic de sup rafață cu putere de 25 kW
sunt prezentate în tabelul 6.1.

15
Tabel 6. 1. Viteze și concentra ții de oxigen dizolvat măsurate pentru aeratorul de 25 kW [16]
H [m] A B C D
v[cm/s] C[mg/l] v[cm/s] C[mg/l] v[cm/s] C[mg/l] v[cm/s] C[mg/l]
0,20 17,88 2,30 55,60 2,60 29,63 2,02 29,03 2,50
1,05 10,69 0,84 18,56 1,24 14,68 1,20 17,57 1,74
1,90 8,19 0,82 16,64 1,18 26,89 1,54 5,85 1,54
2,75 25,61 1,12 11,75 1,30 16,30 1,22 16,64 1,60
3,60 25,24 1,26 15,44 0,90 22,62 1,56 14,73 1,40

H [m] E F G
v[cm/s] C[mg/l] v[cm/s] C[mg/l] v [cm/s] C[mg/l]
0,20 35,63 2,60 41,71 2,50 26,69 2,30
1,05 6,82 2,32 17,12 1,90 24,18 2,30
1,90 13,80 1,28 11,95 2,10 21,06 1,90
2,75 9,03 0,86 8,44 1,50 14,61 1,90
3,60 9,87 1,52 7,55 1,52 9,51 1,90

Pe verticala A s-a înregistrat o scă dere de la 20 cm/s până la 7 cm/s (la adâncimea de
2 m), după care o crește re brusc ă la 25 cm/s. În acest punct și concentrația de oxigen dizolvat
s-a majorat . O dată cu îndepărtarea de axul motorului este de așteptat ca gradul de turb ulență
să scadă. Cu toate acestea în punctul C s e remarcă o creștere a vitezei în zona de mijloc a
bazinului în comparție cu valorile acesteia din punctele anterioare. De asemenea în punctul F
s-a obținut o scădere doar a valorilor vitezelor generate și induse în comparație cu valorile
concentrației de oxigen dizolvat care au crescut față de punctul E.
Punctul G de mă surare este cel mai îndepărtat punct față de aeratorul mecanic , fiind
plasat la 6 ,5 m față de peretele bazinului . În acest punct valoarea medie a concentrației de
oxigen dizolvat este sub 2 mg/l, valoare insuficientă p entru activitatea metabolică energică a
nămolului activ. Consecința faptul ui că mărimea vitezei generate și induse scade linear cu
adâncimea este micșorarea gradul ui de turbulență , ceea ce poate favoriza apariția depozite lor
de nămol activ.
În continuare, se analizează bioreactorul echipat cu un aerator mecanic de suprafață
cu putere a de 37 kW . Astfel, î n tabe lul 6.2 sunt prezentate valorile obținute pentru viteza
generat ă și indusă și pentru concentrația de oxigen dizolvat la acest bazin de aerare.

Tabel 6. 2. Viteze și concentra ții de oxigen dizolvat măsurate pentru aeratorul de 37 kW [16]
H
[m] A B C D
v[cm/s] C[mg/l] v[cm/s] C[mg/l] v[cm/s] C[mg/l] v[cm/s] C[mg/l]
0,20 68,91 6,50 44,18 5,50 56,79 5,60 32,55 5,50
1,05 14,95 5,00 20,74 4,40 21,06 5,70 26,91 4,70
1,90 18,81 3,80 16,16 3,30 12,62 4,00 8,85 3,70
2,75 17,08 2,50 19,74 2,10 28,209 3,60 7,38 2,70
3,60 7,15 2,00 12,12 2,00 16,90 2,00 9,03 2,40

16
H
[m] E F G
v[cm/s] C[mg/l] v[cm/s] C[mg/l] v [cm/s] C[mg/l]
0,20 31,58 5,60 20,14 5,50 19,21 5,50
1,05 26,11 4,70 20,37 5,20 26,46 5,10
1,90 17,32 3,60 13,60 3,60 13,30 4,80
2,75 18,15 2,80 18,27 3,40 15,95 4,40
3,60 6,91 2,20 7,15 2,20 8,28 2,60

În cazul aeratorului mecanic cu putere mai mare, în zona de mijloc a bazinului s -a
observ at cum la creșterea vitezei generate are loc o scădere a concentrației de oxigen
dizolvat. Acest fenomen apare atunci când viteza este prea mare , astfel încât determină
apartiția unui vârtej c u impact negativ asupra coeficientului de transfer de masă. În urm a
apariției acest ui fenomen, s-au realizat cercetări experimentale în laborator pentru a identifica
impactul dimensiunii bulelor de gaz și a vitezei de introducere a gazului în masa de apă
asupra formării de vârtejuri și a transferului de oxigen.
În conclu zie in cazul vitezei valorile obținute sunt în medie în jurul valorii de v = 30
cm/s care ajută la omogenizarea amestecului iar conentrația de oxigen dizolvat asugură
realizarea procesului de epurare.
Diagrame comparative
Pentru identificarea echipamentulu i mecanic de aerare cu performanțe mai bune
pentru cazul analizat, s -au realizat diagrame comparative atât pentru vitezele generate și
induse, cât și pentru concentrația de oxigen dizolvat între aeratorul mecanic de suprafață cu
putere de 2 5 kW și cel cu p utere de 37 kW.
Precum este prezentat exemplul din fugurile 6. 4 și 6.5 au fost relizate diag ramele
comparative pentru toate cele 7 pun cte de măsură.

Fig. 6.44. Variația pe adâncimea verticalei A a
vitezei generate și induse la folosirea aerato arelor
de 25 kW și 37 kW
Fig. 6.5. Variația pe adâncimea verticalei A a
concentrației de oxigen dizolvat la folosirea
aerato arelor de 25 kW și 37 kW 0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
401020304050607080h [m] v [cm/s] Verticala A
25 kW
37 kW0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
40 1 2 3 4 5 6 7h [m] C [mg/l] Verticala A
25 kW
37 kW

17

În urma cercetărilor efectuate s -a remarc at faptul că există o legătură puternică între
modul de variație a vitezei cu cea a concentrației de oxigen dizolvat. De asemenea, s -a
observat că atunci când viteza crește, de regulă și concentrația de oxigen dizolvat se
majorează. Acest lucru se datorează vârtejurilor care ajută la omogenizarea amestecului aer –
apă-nămol activ și are impact pozitiv asupra coeficientului de transfer de masă.
Caclulul numărului Reynolds pentru dimensiune bazinului date cunoscând valorile
uzuale ale caracteristicilor fluidului și H = 3,8 m, L = 13,2 m și cu gama de viteze măsurate,
valorile acestui număr Reynolds sunt cuprinse între 1,11*106 și 28*107 pentru ambele
aeratoare , ceea ce asigură o curgere turbulent ă în bioreactor .
6.3. Concluzii
Experimentele efectuate în bazinele de aerare echipate cu aeratoare mecanice de
suprafață cu putere de 25 kW și 37 kW permit formularea următoarelor concluzii:
1. În urma aplicării metodei de determinare a capacității de oxigenare, s -a demonstrat fa ptul
că pentru o creștere a puterii consumate cu 48% a determinat o creștere a c apacității de
oxigenare cu 79%, cu 33% a puterii specifice și o majorare cu 2% a coeficientului
economic.
2. Se remarcă faptul că există o puternică corelație între modul de variație a vitezei și
concentrației de oxigen dizolvat pe verticala unui bazin de aerare. În zonele cu viteze
ridicate, valoarea concentrației de oxigen este mai mare.
3. Valoarea numărului Re specific unui bioreactor se găsește în intervalul 1,11*106 –
2,8*1 07, ceea ce sugerează un grad ridicat de turbulență. Turbulența generată și indusă de
echipamentele mecanice de oxigenare favorizează transferul de oxigen din mediul apos.
4. S-a demonstrat prin măsurători „in situ” că folosirea unei put eri specifice unitare mai
mari a condus la valori mai ridicate ale vitezei și concentrației de oxigen dizolvat.
5. În cazul aeratorului mecanic cu putere mai mare, s -a obținut concentrația de oxigen
dizolvat necesară dezvoltării microorganismelor pe aproape toată suprafața anali zată.
În laboratorul de Dinamica Fluidelor Polifazate din cadrul Facultății de Energetică au
fost realizate cercetări de laborator asupra modului de formare a vârtejurilor în masa de apă și
impactul acestora asupra transferului de oxigen.
Scopul acestui program de studii experimentale de laborator a fost acela de a
identifica influența presiunii aerului asupra modului de formare a bulelor de gaz și a vitezelor
generate și induse în masa de apă.

18
7. Cercet ări experimentale în laborator

7.1. Descrierea instala ției experime ntale

Instalația experimentală din laborator este formată, în principal, dintr -un bazin de
formă paralelipipedică executat din pexiglas transparent. La bază se află o placă pe care este
montată o duză cu diametrul orificiului de 0,5 mm. Duza este schimbată ulterior cu alte duze
de diferite diametre: 1 mm , respectiv 1 ,5 mm. Aerul este introdus în instalație cu ajutorul
unui compresor iar presiunea aerului este măsura tă cu un manometru metalic . Alimentarea cu
apă se realizează prin intermediul u nui furtun de la robinet și este menținută în regim
staționar.
Schema instalației experimentale este prezentată în figura 7.1, unde se pot observa
următorii parametri: presiunea gazului, în bar , viteza d e introducere a gazului, în m/s,
diamet rul orificiului de introducere a gazului, în m, diametrul bulei de gaz, în mm,
viteza de ridicare a bulei de gaz, în m/s, viteza generată în masa de apă de către bulele de
gaz, în m/s.

Fig. 7.1. Schema instalației experimentale
În figura 7.2 se prezintă două imagini ale
instalației experimentale de laborator.
În ca drul cercetărilor experimentale efectuate în laborator cu ajutorul instalației
prezentate , s-au măsurat următorii parametri: presiunea gazului (în intervalul 0 -1 bar ), viteza
de ridicare a bulei de gaz, diametrul bulei de gaz, diametrul orificiului de introducere a
gazului, înălțimea coloanei de apă (menținută constantă la h = 1 m). Viteza de ridicare a bulei
de gaz s -a determinat măsurând timpul î n care bula a parcurs înălțimea coloanei de apă.
Pentru măsurarea diametrului bulei de gaz a fost montată o scară gradată pe peretele
instalației.
7.2. Rezultatele experime ntelor de laborator
Prima etapă a cercetărilor a const at în determinarea regimurilor de curgere pentru cele
trei cazuri în fun cție de presiunea gazului.
7.2.1 . Rezultatele ob ținute în cazul d 0 = 0,5 mm
În figurile 7. 3 a, b și c sunt prezentate câteva imagini obținute pentru primul caz
studiat , respectiv cu orificiul de introducere a aerului având diametrul 0,5 mm .

19

Fig. 7. 3. Formarea bulelor de gaz pentru diametrul orificiului și
presi unea pg de 0,05 bar (a), 0 ,35 bar (b) și 0,8 bar (c)
De la presiunea aerului de pg = 0,05 bar și până la presiunea de pg = 0,1 bar , curgerea
a fost de tip bulă cu bulă. Pe măsură ce presiunea a crescut , a apărut fe nomenul de
coalescen ță, cu impact asupra zonei interfazice prin care are loc transferul de oxigen din aer
în apă. La creșterea pr esiunii peste 0 ,15 bar , s-au obținut regim urile de curgere de tip melc
(pentru presiuni între 0 ,2 – 0,5 bar ) și de tip inelar (pentru presiunii mai mari decât 0 ,5 bar ).
Se formează mase de aer, din care, în mișcarea lor ascendentă, sunt generate bule de gaz de
mici dimensiuni care își mențin starea de plutire până în momentul în care sunt antrenate în
masa de apă de următoarea masă de aer formată. Creșterea presiunii până la 0,8 bar a
determinat apariția regimului de curgere turbulent. În cazul acestui ti p de curger e, aerul
introdus în masa de apă ia forma unui jet din care se desprind bule de foarte mici dimensiuni
(de ordin ul micrometrilor ).
Cercetările realizate în laborator au condus la studiul formării de vârtejuri în funcție
de pre siunea aerului și la determinarea valorilor de viteză generate și înduse în masa de apă
care delimitează cele trei tipuri de curgere. Valorile vitezei de ridicare a bulei s -au obținut
între 0,19 – 0,21 m/s iar diamtetrul bulei de gaz 5 – 6 mm.

7.2.2. Rezultatele ob ținute în cazul d0 = 1 mm
În cazul orificiului cu diam etrul d0 = 1 mm , s-au realizat experimente de la valoare a
presiunii aerului introdus în instalație pg = 0,05 bar p ână la pg = 0,8 bar (fig. 7. 4 ).
În cazul acestui diametru nu s -a putut realiza curgerea bulă cu bulă. La presiunea
aerului de 0,05 bar se formează o bulă de dimensiuni mai mari care , la desprindere a de pe
suprafa ța de formare , se împarte în cîteva bule mai mici de diferite dimensiuni. Pentru valori
ale presiunii aerului între 0 ,2 bar și 0,45 bar, apare regimul de curgere de tip melc (fig. 7.7 b ).
La acest e presiun i, în lungul coloanei de apă se formează mase independente de aer situate la
distanț e de 5 – 10 cm între ele, din care se desprin d bule de aer cu di ametre între 1 mm și 10
mm.

20

Fig. 7.4. Formarea bulelor de gaz pentru diametrul orificiului și
presiunea pg de 0,05 bar (a), 0 ,3 bar (b) și 0,8 bar (c)

Creșterea presiunii la 0 ,8 bar determină apariția unui v ârtej în zona de intrare a aerului
pe o înălțime de 15 – 20 cm , care nu permite formarea de bule. În zona imediat următoare
acesteia, din jetul de aer se desprin d bule de ordinul 0 ,1 – 1 mm.
Valorile vitezei de ridicare a bulei s -au obținut între 0,20 – 0,24 m/s iar diamt etrul
bulei de gaz 7 – 10 mm pentru regimul de curgere omogen.

7.2.3. Rezultatele ob ținute în cazul d 0=1,5 mm
În cazul ori ficiului de introducere a aerului cu diametrul d0 = 1,5 mm , impactul
presiunii aerului asupra modului de formare a bulelor de gaz este mai scăzut. Pentru formarea
bulelor de gaz , presiunea minimă necesară a fost de 0,1 – 0,2 bar . Dacă în cazul diam etrului
d0 = 0,5 mm , o dublare a valorii presiunii aerului a determin at creșterea diametrului bulei ,
respectiv a influențat form a acesteia, în aces t caz a fost nevoie de o creștere de trei ori mai
mare a presiunii aerului . De asemenea , o creștere a presiunii a determinat și schimbarea
regimului de curgere.
În ceea ce privesc valorile vitezei de ridicare a bulei acestea nu au crescu t foarte mult,
dupa cum era de asteptat. Dimensiunea crescută a bulei de gaz între 8 – 15 mm a dus la
obținerea unor viteze î ntre 0,18 – 0,24 m/s iar diamtetrul bulei de gaz 5 – 6 mm. Acest lucru
se datorează mișcării oscilatorii a acesteia (fig.7.5) .

21

Fig. 7.2. Formarea bulelor de gaz pentru diametrul orificiului și
presi unea pg de 0,1 bar (a), 0 ,35 bar (b) și 0,65 bar (c)

În urma calculului teoretic a l coeficientului de transfer specific de masă s-a observat
faptul că odat ă cu creșterea diametrului orificiului și a presiunii aerului s-au mărit
semnificativ valorile coeficientului de transfer de masă de oxigen. Valorile obținute pentru kl
se încadrează aproximativ în intervalul 0,02 – 0,30 min-1.
7.3. Concluzii
Cercetările experimentale în laborator au fost realizate pentru trei diametre ale
orificiului de introducere a aerului , la valori ale presiunii între 0 ,05 și 0,80 bar. Experimentele
au dus la obținerea următoarele concluzii:
1. Creșterea diametrul orificiului prin care este introdus aerul în masa de apă determină
majorarea presiunii minime necesare pentru realizarea prcesului de aerare. Creșterea
presiunii minime necesare determină majorarea consumului de energie pentru alimentar ea
instalației.
2. În funcție de dimensiunea orificiului, s -a putut vizualiza fenomenul de menținere în stare
de echilibru a bulei de aer și cel de mișcare descendentă. Acest lucru se datorează vitezei
generate și induse în masa de apă, care poate avea un im pact semnificativ asupra
procesului de dispersie.
3. Formarea de vârtejuri în zona de introducere a aerului este influen țată de ambii parametri.
Cu cât diametrul este mai mic , cu atât procesul apare la o pre siune mai mică, deci cu un
consum mai scăzut de ene rgie pentru degajarea bulelor.
Scopul cercetărilor a fost acela de a identifica regimul de curgere optim , în scopul de a
obține un transfer de oxigen suficient pentru dezvoltarea microorganismelor care ajută la
degradar ea materiei organice. A cest aspect a fost rezolvat prin model area matema tică
prezentat ă în următorul capitol. Cercetările experimentale efectuate în laborator au ajutat la
validarea modelului matematic propus .

22
8. Modelări matematice ale dinamicii amestecului bifazic
aer-apă
Scopul modelărilor matematice din această teză este de a identifica o corelație între
dimensiunea bulelor de gaz, viteza ascensional ă a bulelor de gaz și viteza generată în masa de
apă, astfel încât să se asigure un transfer de oxigen eficient pentru epura rea biologică.
8.1. Modelarea matematică folosind ecuația de dispersie
În cadrul acestei teze , primele simulări numerice au fost făcute asupra dispersiei
oxigenului din aer în apă în vederea identificării unui raport optim între coeficientul de
dispersie și co eficientul de reacție a l microorganismelor cu oxigenul [49].

Fig. 8. 1. Geometria bazinului de aerare studiat numeric

Secțiunea transversală a bazinului de aerare pentru care s -au realizat simulările
numerice are o înălțime de 5 m și o lățime de 3 m. Introducerea gazului se face central, pe o
lățime de 2 m, curgerea realizându -se de jos în sus , conform schemei din figura 8.1 .
Intervalul de viteză analizat a l gazului a fost între 0,2 – 0,8 m/s.

8.1.1. Elaborarea modelului matematic pentru ecua ția de dispersie
Pentru model ările matematice ale fenomenului de dispersie aer-apă analizat în această
lucrare, s -au consider at următoarele ipoteze simplificatoare: c urgerea se realizează în regim
nepermanent:
; mișcarea gazului este unidirecțională pe direcția verticală a curentului:
; dispersia se realizează exclusiv tot pe direcția verticală a curentului:
; coeficientul de difuzie moleculară este neglija t în raport cu cel de
dispersie; î n apa uzată există microorganisme care au nevoie de oxigen pentru a se dezvolta.
În acest caz termenul sursă va avea o valoare negativă de forma , unde k este
coeficientul de reacție dintre microorganisme și oxigen, diferit de coef icientul de transfer de
masă Kl.
În aceste ipoteze , ecuația de dispersie devine [49]:

(
) (8.1)
Condiții le inițiale și la limită sunt: concentrația inițială de oxigen dizolvat a gazului
introdus este de 0,2 mg/l; în zona superioara liberă se impune atingerea punctului la saturație,
caz în care concentrația de oxigen dizolvat se consideră de 10 mg/l; pe pereții laterali ai
coloanei de apă nu există flux de masă:
.

23
8.1.2. Rezulta tele modelării și simulării numerice
Scopul cercetărilor a fost de a identifica relația între coeficientul de reacție k și
coeficientu l de dispersie a oxigenului , astfel încât s ă se obțin ă concentrația dorită de
oxigen dizolvat în apa uzată.
S-au realizat simulări ale dispersiei oxigenului pentru un interval de viteză a gazului
w = 0,2 – 0,8 m/s și pentru o valoare a coeficientului de dispersie pe verticală în intervalul
0,2 – 20 m2/s. În cadrul simularilor s -a urmărit intervalul de valo ri ale coeficientului de
reacție k, pentru care se obține valoarea concentra ției de oxigen dizolvat în intervalul 0 ,2 mg/l
(ca valoare minimă a concentra ției necesare în bioreactor) și 10 mg/l (concentrația de oxigen
la saturație ). Rezultatele ob ținute sunt prezentate în tabe lul 8.1.
Tabel 8. 1. Valoarea raportului k /
Nr. crt wg
[m/s]
[m2/s] kmin
[s-1] kmax
[s-1] kmin/
[m-2] kmax/
[m-2]
1 0,2 0,2 0,013 0,15 0,065 0,76
2 0,3 1,1 0,067 0,85 0,061 0,77
3 0,4 2,0 0,130 1,55 0,065 0,78
4 0,5 6,5 0,430 5,15 0,066 0,79
5 0,6 11,0 0,750 8,89 0,068 0,81
6 0,7 15,5 1,050 12,64 0,068 0,82
7 0,8 20,0 1,400 16,32 0,068 0,82

8.1.3 C oncluzii
Pentru configurația propusă s -a determinat intervalul de valori ale raportului k/ =
[0,066 -0,79], cu ajutorul căruia se poate obține valoarea coeficientului de dispersie a
oxigenului . Acesta este direct proporțional cu viteza verticală de curgere a gazului wg.
Cunoscând cantitatea de materie organică din apa uzată se poate determina viteza de
curgere a gazului necesară pentru a obține o valoare a concentrație de oxigen dizolvat în
intervalul C = 2 – 10 mg/l.
Obținerea vitezei optime de curgere a gazului în bazinul de aerare determină o
eficiență sporită a epurării biologice și costuri mai reduse de energie.
8.2. Modelul matematic pentru determinarea vitezelor generate și
induse în masa de apă

În cadrul acest ei teze domeniul de modelare matematică și simulare numerică este
bidimensional , având aceleași dimensiuni obținute prin similitudine cu instalația
experimentală: l ățimea l = 0,10 m și înălțimea H = 0,20 m. Valorile vitezei de introducere a
gazului sunt cuprinse între vg = 0,10 – 1,0 m/s, iar diametrul orificiilor d0 = 0,5 – 1,5 mm. S -a
utilizat programul FLUENT , modelul VOF, pentru curger ea nepermanentă în regim laminar
[19].
Ecuațiile care stau la baza modelului sunt ecuația de continuitate ( 8.2) și ecuația
fracției volumice a gazului derivată din ecuația de conservare a impulsului ( 8.3):

( ) ( ⃗ ) (8.2)

⃗ ⃗ ⃗ (8.3)

24

unde ⃗ este vectorul vitez ă medie a amestecului ; – densitatea amestecului; ,
– concent rația volu mică a apei , respectiv a aerului ; , – densitatea apei , respectiv a
aerului ; ⃗ , ⃗ – vectorii vitez ă a apei, respectiv a aerului ; – presiune a amestecului ; τ-
efortul tangențial; g – accelerația gravitațională ; F – termenul care cuprinde tensiunea
superficială.
În această lucrare s -au considerat următoarele ipoteze de calcul: viteza inițială de
curgere a apei este m/s; curgerea este nepermanentă datorită variației în timp a
vitezei bulei de gaz; curgerea se realizează la numere Reynolds mici; coeficientul tensiunii
superficiale σ = 0,072, constant; accelerația gravitațională este negativă datorită mișcării
ascendente g = -9,81.
Pentru toate cazurile analizate – trei diametre ale orificiilor (0,5 mm, 1 mm și 1,5 mm)
și patru trepte de viteză inițială de introducere a aerului (0,17 m/s, 0,25 m/s, 0,40 m/s și 0,90
m/s) pasul de timp utilizat a fost 0,001 s , realizându -se o modelare pentru 1000 de pași iar
calculul numeric a fost stopat la o secundă și reprezentat prin câte trei grafice distincte.
Pe primul grafic s -au reprezentat contururile fracției gazoase, care indică prezența
bulelor de gaz (inclusiv posibi lul fenomen de coalescență). Pe un al doilea grafic, contururile
de egală viteză generată și indusă, pe care pe poate observa, acolo unde este cazul, apariția
vârtejurilor în masa de lichid și pe un al treilea grafic , s-au reprezentat distribuțiile vitezelor
generate și induse de -a lungul a trei verticale: verticala centrală din dreptul orificiului (x =
0,05 m), precum de o parte și de alta a acesteia, la o distanță de 0,02 m (la stânga, x = 0,03 m și la
dreapta, x = 0,07 m).
8.2.1. Modelări și simulări matematice pentru d0 = 0,5 mm
Primele simulări numerice au fost realizate pentru dimensiunea orificiului
mm și viteza de introducere a gazului m/s [19]. Bulele de aer au o formă sferică
de circa 3 mm în diametru și au generat în masa de apă viteze relativ variabile și reduse,
vârtejurile apărute fiind d e mici dimensiuni.

Fig. 8.4. Reprezentarea fracției volumice de aer și a contururilor
de vitez ă ( mm și m/s)
Fig. 8. 5. Repartiția vitezelor de -a lungul a
trei verticale, la x = 0,03 m, 0,05 m și 0,07 m
( mm și m/s)
În urma măririi vitezei de introducere a aerului la m/s, bulelor încep să se
deformeze față de forma sferică iar vitez a generat ă în amestec crește până la valo ri maxim e
de 0,25 – 0,27 m/s. Pentru m/s crește diametrul bulelor obținute, acestea

25
modificându -și forma și apare fenom enul de fracționare a bulelor. V iteza generată în masa de
apă este mult mai mică față de viteza din imediata vecinătate a bulelor de aer determinănd
scăderea gradul ui de omogenizare a sistemului bifazic aer – apă.
Creșterea vitezei de introducere la valoarea m/s determină apar iția unor
vârtejuri cu impact asupra mișcării bulelor de aer. Apare fenomenul de coalescență , care
determină formarea unor bule mari de aer din care se rup ulterior bule de mai mici dimensiuni
(fig. 8. 6 și 8.7).

Fig. 8.6. Reprezentarea fracției volumice de aer și a
contururilor de vitez ă ( mm și
m/s)
Fig. 8.7. Repartiția viteze lor de -a lungul a trei
verticale, la x = 0,03 m, 0,05 m și 0,07 m
( mm și m/s)
8.2.2. Modelări și simulări matematice pentru d0 = 1 mm
Pentru această dimensiune a orificiului , numărul de bule de aer obținute în același
interval de timp de o secundă a crescut. Acest fapt a dus la creșterea vitezei generate în masa
de apă și la creșterea gradului de turbulență, implicit a concentrației de oxigen dizolvat (fig.
8.8). Cu toate acestea , viteza indusă este mai mică decât viteza necesară realizării
amestecului, respectiv 0,30 m/s.

Fig. 8. 8. Reprezentarea fracției volumice de aer și a
contururilor de vitez ă ( mm și m/s)
Fig. 8. 9. Reprezentarea fracției volumice de aer și a
contururilor de viteză ( mm și m/s)
La viteza de introducere a aerului m nu sunt modificări esențiale, dar
bulele sunt relativ mai mari și vitezele generate și induse în masa de apă cresc. S e menține
regimul de curgere bulă cu bulă . Pe verticala orificiului viteza amestecului este mai mare

26
decât viteza optim ă pentru realizarea omogenizării , de până la 0,40 – 0,45 m/s . La viteza
aerului m/s, form a bulelor se modifică esențial iar d iferenț a dintre viteza de pe
verticala orificiului și ce le din imediata vecinătat e este mai accentuat ă.
În cazul vitezei m/s, apar mase de aer din care se desprind bule de mici
dimensiuni supuse unei mișcări descedente (fig. 8. 10). Vitezele generate și induse în masa de
apă sun mult superiore vitezei minime necesare amestecului, ajungându -se până pe la viteze
de 0,65 m/s (fig. 8. 11).

Fig. 8.10. Reprezentarea fracției volumice de aer și a
contururilor de vitez ă ( mm și m/s)
Fig. 8. 11. Reprezentarea fracției volumice de aer și a
contururilor de viteză ( mm și m/s)
8.2.1. Modelări și simulări matematice pentru d0=1,5 mm
Diferența notabilă la diametrul orificiului mm față de rezultatele numerice
obținute pentru diametrul mm și m/s, este că apare deja fracționarea
bulelor de aer. Viteza medie se menține la 0 ,15 m/s și există mișcare generat ă în toată masa
de apă (fig. 8. 12 și 8.13). Dimensiunea bul elor crește până la 12 – 13 mm.

Fig. 8. 12. Reprezentarea fracției volumice de aer și a
contururilor de viteză ( mm și
m/s)
Fig. 8.13. Reprezentarea fracției volumice de aer și a
contururilor de vitez ă ( mm și
m/s)

Creșterea vitezei treptat pănă la m/s, la diametrul orificiului de 1,5 mm , s-
a obținut valoarea cea mai ridicată a vitezei în masa de amestec (fig. 8. 14 și 8.15). Astfel s e
creează vârtejuri puternice care favorizează stratificare a în masa de a mestec . Aceste condiții
de curgere sunt nefavorabile procesului de transfer de oxigen.

27

Fig. 8. 14. Reprezentarea fracției volumice de aer și a
contururilor de viteză ( mm și
m/s)
Fig. 8. 15. Reprezentarea fracției volum ice de aer și a
contururilor de viteză ( mm și
m/s)
8.2.1. Concluzii
Conform rezultatelor numerice obținute se poate afirma că din punct ul de vedere a l
modului de formare a bulelor, soluția cea mai bună corespunde unui diametru de orificiu
d0 = 0,5 mm, deoarece în masa de ap ă apar bule de aer sferice de mici dimensiuni , cu
suprafa ță mare de contact. Erorile obținute comparativ cu datele exp erimentele sunt de 0.15 –
0.2%.
În cazul orificiului cu diametrul d0 = 1 mm, viteza gener ată de mișcare a bulelor de aer
în masa de apă conduce la un regim de curgere favorabil transferul ui de oxigen din aer în apă.
Creșterea di ametrului orificiului la d0 = 1,5 mm este nefavorabil din ambele puncte de
vedere : bulele de gaz obținute sunt prea mari (db > 30 m m), astfel încât suprafața s pecific ă de
transfer aer – apă scade, iar vitezele generate în sistemul fluid bifazic împiedică un contact
intim dintre aer și apă.

28
9. Compararea echipametelor de aerare din punct de vedere
energetic

9.1. Calcul energetic
În cadrul experimentelor realizate pentru trei valori ale diametrului orificiului de
introducere a aerului în bazinp rimul calcul a foast realizat pentru aeratorul mecanic de
suprafață cu puterea de 25 kW pentru care valoarea coeficientului de transfer este kl = 0,05
min-1. Acesta a fost comparat cu cele 3 sisteme de dispersie a aerului. De asemenea s -au
realizat calcule și pentru aer atorul mecanic desuprafață cu pu terea de 37 kW.
Prin calcul s -a urmărit determinarea economiei de petere care s -ar obține în cazul
utilizării sistemelor de aerare pneumatice cu aceleași capacitatea de oxigenare ca în cazul
sistemelor mecanice de suprafață. Astfel s -au calculat capacitatea de oxigenare, coeficientul
economic puterea consuma tă și economia de putere.
În figurile 9.1 a și b sunt prezentate comparativ rezultatele obținute pentru cele cinci
sisteme de aerare: sistemul mecanic de suprafață cu puterea de 25 kW, sistemul mecanic de
suprafață cu puterea de 37 kW, sistemul pneumatic cu diametrul orificiului de 0,5 mm, 1 mm
și respectiv 1,5 mm.

a.
b.
Fig.9. 1. Grafice de comparație pentru puterea echipamentului mecanic cu putere de 25 kW (a) și 37 kW (b) și
instalația pneumatică cu puterea calculată mai mică
9.1. Concluzii
Comparația sistemelor de oxigenare mecanice și pneumatice demonstrează foarte clar
că echipamentul care se bazează pe dispersia aerului comprimat în mediul apos este mult mai
performant.
Prin compararea din punct de vedere hidrodinamic a rezultatelor obținute pentru cele
trei sisteme pneumatice, cercetările experimentale au arătat faptul că cel mai bun sistem este
cel cu diametrul orificiului 1 mm. În acest caz, viteza generată și indusă est e mai mare decât
valoare minimă necesară amestecării , iar forma bulelor de gaz fiind sferică a re un impact
pozitiv asupra coeficientul de transfer de masă.
Între sistemele pneumatice de oxigenare analizate, cel care se bazează pe orificii cu
diametrul de 1 mm reprezintă soluția cea mai bună atât din punctul de vedere al
performanțelor de aerare , cât și din cel hidrodinamic.
020406080100
25 kW 0,5 mm 1 mm 1,5 mmCO [kgO2/h] E [kgO2/kWh]
P [kW] ΔP [kW]
020406080100
37 kW 0,5 mm 1 mm 1,5 mmCO [kgO2/h] E [kgO2/kWh]
P [kW] ΔP [kW]

29
10. Cercetări asupra pierderilor de sarcină la curger ea
amestecului apă -aer

10.1. Cercetări ac tuale în domeniul pierderilor de sarcină a amestecului
bifazic aer -apă
În cadrul tezei s -a realizat o cercetare proprie privind impactul prezen ței aerului în
masa de apă asupra presiunii și a pierderilor de presiune în mișcarea amestecului bifazic aer –
apă. Studiul a const at în cercetări experime ntale și modelări matematice pentru diferite
concentrații de aer în sistemul bifazic .
10.2. Cercetă ri experimentale în laborator
Instala ția experimental ă este un s istem închis, realizat din tr-o conductă cu diametru l
exterior De = 0,040 m și diametru l interior Di = 0,036 m, din p lexiglas transparent care
permite vizualizarea curgerii bifazice . Lu ngimea totală a conductei este L = 10,22 m .
Componentele instal ației sunt: o pomp ă de tip Cri ș, având debitul maxim de 6 m3/h, conducte
de plexiglas, manometr e diferen țiale cu mercur , robine ți, o diafragm ă cu diametrul d = 0,028
m (80% din diametrul conductei ) pentru m ăsurarea debitului. Inst alația și schița acesteia sunt
prezentate în figurile 10.1 și 10.2 .

Fig. 10. 1. Schiț a instalației experimentale Fig. 10.2. Instalația experimentală
Măsurătorile au fost efectuate pentru cinci segmente: curgere a ascendentă (1i – 1o),
curgere a prin cot ul de 90o de tip vertical – orizontal (2i – 2o), diafragm a (3i – 3o), curgere a
prin cot ul de 90o de tip orizontal – vertical (4i – 4o) și curgere a descendentă (5i – 5o).
Pierderile de sarcină liniare și locale au fost determinate cu manometr e diferen țiale cu
mercur .
Diafragma nu a avut rol doar de determinare a pierderii locale de sarcină, întrucât a
fost folosită ca debitmetru, utilizând relația (10.1):

√ (10.1)
unde Q [m3/h] este debitul de curgere, μl = 0,4 – coeficientul de debit al diafragmei
(determinat experimental), d [m] = 0,028 m diametrul diafragmei, g = 9,81 [m/s2] accelera ția

30
gravita țional ă, Δh [mH 2O] – diferen ța de nivel în coloană de apă determinat ă cu ajutorul
manometrului diferen țial cu mercur .
În cadrul cercetărilor experimen tale s-a urmărit determinare a pierderilor de sarcin ă
pentru diferite debite de ap ă și stabilirea vitezei de curgere minime astfel încât să existe un
regim de curgere turbulent. Regimul de curgere a fost determi nat pe baza criteriul ui
Reynold s. În urma prelucrării m ăsurătorilor s -a obținut Remin = 5.084, respectiv o viteză
minim ă de curgere = 0,70 m/s, pentru debitul Q = 2,5 m3/h. Valoarea maxim ă a numărului
Remax = 21.724 a rezultat din capacit atea maxim ă de pompare Q = 6 m3/h, respectiv = 1,63
m/s. Debitele de apă pentru care s -au realizat măsurătorile au fost: 2,5 m3/h, 3,05 m3/h, 5,15
m3/h, 5,69 m3/h și 6 m3/h.
Analizând rezultatele obținute (fig. 10.3) se observă faptul că pierderile de sarcină
sunt direct proporționale cu debitul la o putere supraunitară . În zona de schimbare a direc ției
de curgere și în diafragmă valorile măsurate sunt mai ridicate decât în zona de curgere
rectilinie, datorită apariției pierderilor locale de sarcină . De asemenea , pe tronsonul cu
mișcare ascenden tă s-au obținut valori comparabile cu pierde rilor de sarcină de pe tronsonul
cu mișcare descendentă.
Modelările matematice și simulările numerice au fost efectuate în scopul realizării
unei corelări între concentrația de aer din ameste c și pierderea de sarcină . Simul ările
numerice au fost realizate cu softul FLUENT 3D pentru curger ea în regim turbulent pentru un
interval de 10 secunde având pasul de timp 0.1 s. Astfel s -au obținut 100 de pași de timp.
Ecuațiile care stau la baza modelului sunt ecuația de continuitate , ecuația de transport și
ecuații le de mișcare Navier -Stokes , iar pentru simularea turbulenței s-a utilizat modelul k – ε
standard [17], [18], [116].
Pentru determinarea distribu ției presiunii în conduct ă, zona de intrare a fost definit ă
ca – pressure inlet și zona de ie șire – pressure outlet . Pompa utilizat ă pentru generarea
mișcării are o sarcin ă de 4,9 mH 2O, echivalentul p resiunii totale de 49 kPa. Presiunea de
referință s -a cons iderat ca fiind 101,325 kPa [101].

⃗ (10.2)

⃗ ⃗ ⃗ (10.3)

[(
)
] (10.4)

[(
)
]

(10.5)
Prima simulate numerică a fost realizată pentru apă, rezultatele fiind comparate cu
cele e xperimentale. S-a calculat eroarea între cele doua situații și aceasta s -a obținut între
2,70 % – 3,22 % ceea ce determină validarea modelului matematic. Ulterior acesta a fost
utilizat pentru identificarea rezultatelor pentru dou ă concentrații diferite de aer. Concentrația
a fost exprimată prin fracția volumică 0 ,04 și 0 ,07. Cu ajutorul simulărilor s -a identificat
faptul că prezența aerului are un impact semnificativ asupra pierderilor de presiune.
Rezultatele sunt prezentate figura 10. 4.

31

Fig. 10.3. Graficele p ierder ilor de sarcin ă (în unități de
presiune) de pe cele cinci segmente de conductă
Fig. 10.3. Graficele p ierder ilor de sarcină (în unități de
presiune) de pe cele cinci segmente de conductă
pentru curgerea apei, a amestecului bifazic (fracția
volumică de aer 0 ,04 și 0.07), la debitul de 6 m3/h
În figura 10.5 este prezentată distribuți a de presiun e în secțiunile transversal e în zona
amonte și în zona aval pentru curgerea prin diafragmă pentru apă (a) și amestecu l bifazic În
toate cele trei situații (fluid monofazic – apă, amestecuri bifazice cu faza gazoasă în volum de
4% și 7%) se poate observ a cum presiunea crește direct proporțional cu procentul de aer
existent în amestecul bifazic [15].

Fig. 10.4. Distribuția presiunii în sec țiune trans versală, în zona amonte și în zona aval pentru curgerea prin
diafragmă pentru apă (a) și amestecu l bifazic cu aer 0 ,04 (b) și 0,07 (c) , la debitul de 6 m3/h
10.3. Concluzii
Pierderea de presiune bifazică este unul dintre parametrii de proiectare fundamentali
strâns legat ă de performanța sistemelor de curgere în două faze. Concluziile cercetărilor sunt:
– Prezența amestecului bifazic determină o creștere a presiunii necesare pentru realizarea
amestecului polifazic datorită faptului că pierderile de presiune sunt mai ridicate în acest
caz.
– Schimbarea direcțiilor de curgere sau prezența unor modificări pe secțiune determină
creșterea pierderilor de presiune în lungul curgerii .
– Atât în cazul curgerii a pei cât și a ame stecului bifazic, pier derea de presiune se mărește o
dată cu creșterea debitului de curgere. Acest lucru determină o putere mai mare a
echipamentului utilizat în cazul transportului , rezultând implicit o putere mai mare.
– Pentru curgerea amestecului bifazic aer -apă pentru a obți ne pierderi de presiune mici este
de preferat să se realizeze condiții de curgere ascendente. În curgerea de jos în sus
mișcarea vectorului viteză a aerului este în sens pozitiv cu cel al apei. În celălalt caz
viteza aerului este în sens negativ, moment în care forța de frecare dintre apă și bulele de
aer crește. Consecința este creșterea pierderii de sarcină. 0510152025
1 2 3 4 5Δp[kPa]
segmentul de conducta 6 m3/h
5.69 m3/h
5.15 m3/h
3.05 m3/h
2.5m3/h
01020304050
1 2 3 4 5Δp [Pa]
segment de conducta apa 0.04 aer 0.07 aer

32
11. Concluzii generale, contribuții originale și direcții viitoare de
cercetare

11.1. Concluzii generale
În urma cercetărilor s -a identificat faptul că cel mai mare consumator într -o stație de
epura re se regăsește în tr eapta de epurare biologică. Pentru creșterea eficienței procesului de
epurare dar cu un consum scăzut de energie este necesareă realizarea unei analize hidrodimac
– tehnico – economice asupra p rocesului de aerare. În cadrul acestei analize trebuie urmărite
caracteristicil e hidrodinamice a amestecului ( viteza generată și îndusă, concentrația de oxigen
dizolvat, presiunea de introducere a aerului) și parametrii tehnico – economici (indicele de
putere specifică, puterea consumată, energia specifică).
Plecând de la aceste proprietăți, prin c omparția sistemelor de oxigenare mecanice și
pneumatice s-a demonstrat foarte clar că echipamentul care se bazează pe dispersia aerului
comprimat în mediul apos este mult mai performant.
11.2. Contribuții originale

Subiectul tezei de doctorat este studi ul curgerii amestecului polifazic în bazinele de
aerare din stația de epurare a apelor uzate. Scopul lucrării este determinarea impactul ui
antrenă rii masei de apă în mișcarea ascensionala a bulelor de gaz asupra procesului de
epurare biologic ă, re spectiv al transferului de oxigen din aer în apă . În atingerea acestul
obiectiv s -au realizat:
 O instalație experimentală în laboratorul de fluide polifaza te a Departamentului de
Hidraulică, Mașini Hidraulice și Ingineria Mediului destinată studiului formării, degajării
și mișcării bulelor de gaz în mediul apos.
 Deteminările experimentale ”in situ” și în laborator pentru vizualizarea și precizarea
caracteris ticilor mișcării bulelor de aer în masa de apă au condus la viteze de ridicare între
0.2 – 0.4 m/s pentru diametre de bule de 0,5 – 1,5 mm.
 Important este faptul că s -a realizat o corelație între diametrele duzelor de introducere a
aerului, diametrul bule lor de gaz obținute și coeficientul de transfer de oxigen pentru
valori ale orificiilor de dispersie între 0,5 – 1,5 mm; totodată au fost identificate și
caracteristicile regimurilor de mișcare de tip omogen , melc , precum și cel care conduce la
formarea de vârtejuri cu intensitate mare î n mediul apos; vârtejurile au un impact
semnificativ asupra gradului de omogenizare a amestecului polifazic din bazinele de
aerare.
 A fost efectuat un studiu al consumurilor energetice dintr -o stație de epurare a apelor
uzate pe doi ani care pune în evidență ponderea pe care o au instalațiile de oxigenare.
Această pondere, în cazul stației de epurare de la Constanța Sud, este de 53%, dar la alte
stații poate ajunge și la 75%. Aceste ponderi ridicate subliniază importanța și
oportunitatea studiului instalațiilor de oxigenare de a căror perfecționare va depinde
reducerea consumurilor de energie pe totalul unei stații de epurare.
 Au fost realizate determinări ale vitezelor induse și a repartițiilor de oxigen din mediul
apos în bazinele de aerare ale stațiilor de epurare. Astfel s-a demonstrat că aprecierea
intensității mișcărilor generate și induse de echipamentele de aerare prin indicele global

33
de putere specific ă nu conduce la precizări legate de zonele de depunere a flocoanelor de
nămol activ.
 Cercetările experimentale au urmărit și determinarea performanțelor de oxigenare ale
echipamentelor mecanice în condiții standard pentru regimul tranzitoriu de creștere a
concentrației oxigenului dizolvat în timp.
Lucrarea prezintă mai multe capitole destinate cercetărilor teoretice prin:
a. Modelarea procesului fizic de dispersie a oxigenului în mediul apos – se prezintă un
model matematic adaptat condițiilor de degajare p e vertical a bulelor de aer într -un bazin
de aerare; s-au realizat simulări numerice pentru determinarea repartițiilor de oxigen
într-un bazin de formă paralelipipedică. Pentru simulări se folosește programul de
integrare FlexPDE în care autorul introduce ecuația, condițiile la limită și cele inițiale.
Simulările numerice au fost comparate cu valorile concentrațiilor de oxigen măsurate în
condiții reale pe bazinele de aerare. Totodată , programul a permis studiul consumului de
oxigen, introdus prin procesul fizic de difuzie – dispersie, prin activitatea metaboli că a
bacteriilor mineralizatoare cuprinsă în termenul de consum de la finalul ecuației
considerate.
b. Modelarea procesului fizic de formare, degajare și deplasare bulelor de aer pe vertical
unui bazin plin cu apă. A fost folosit programul de integrare numerică FLUENT în
condițiile inițiale și la limită formulate de autoare. Rezultatele simulărilor numerice
evidențiază modul de antrenare pe verticală a maselor de lichid cu formarea de vârtejuri
care cont ribuie la intensificarea transferului de masă.
c. S-a realizat m odelarea mișcării mediulului bifazic aer -apă în instalația cu circuit închis
cu determinarea pierderilor de sarcină la diferite concentrații ale gazului introdus. A fost
folosit programul de inte grare numerică FLUENT iar rezultatele teoretice obținute au
fost comparate cu determinările experimentale efectuate în condiții de laborator.
Cercetările efectuate reprezintă un punct de plecare în înțelegerea detaliată a
aspectelor legate de proprietățile hidrodinamice a le amestecului bifazic aer -apă. Au fost
identificate corelații între viteza generată și indusă în masa de apă și concentrația de oxigen
dizolvat necesar desfășurării activității microbiologice .
Cu cât gradul de omogenitate a amestecului es te mai mare, cu atât eficiența de
epurare este ridicată. De asemenea , identificarea unui echilibru între toți acești parametri cu
natură diferită (fizică, chimică, biologică) determină un consum energetic scăzut.
Rezultatele cercetărilor efectuate, atât cele teoretice cât și cele experimentale, vor fi
utilizate direct în operarea eficientă a treptei biologice de aerare din stațiile de epurare a
apelor uzate cu un consum minim de energie electrică. .
11.3. Direcții viitoare de cercetare

Cercetările realizate în cadrul acestei teze reprezintă o bază în evaluarea
caracteristicile hidrodinamice a ame stecului a er-apă din stațiile de epurare a apelor uzate. În
urma acestor studii se urmărește identificarea unui echilibru între coeficienții en ergetico –
hidraulici și economici în scopul reducerii consumului de energie la nivelul bazinelor
biologice. În viitor se dorește aprofundarea cercetărilor și realizarea unui model matematic ce
poate fi aplicat la scară industrială pentru a veni în sprijinul managerilor de stații de epurare
pentru a avea o eficiență crescută a procesului cu un consum minim de energie.

34
BIBLIOGRAFIE SELECTIVĂ
[3] Andreottola G., Foladori P., Ragazzi M., Tatàno F., Experimental comparison between
MBBR and a ctivated sludge system for the treatment of municipal wastewater , Water Science
and Technology, 41 (4 -5), pp. 375 -382, 2000;
[14] Boncescu C. , Robescu L.D., RomAqua, Dinamica fluidului bifazic aer -apă în bazinele
de epurare biologică , nr. 1, an XXII, vol. 107 pp .39-42, ISSN 1453 -6986, 2016;
[15] Boncescu C. , Robescu L.D., Air fractions impact over pressure drop in air -water
mixture flow , ISSN 1223 -7027, U.P.B. Sci. Bull., Series D, (acceptat către publicare), 2017.
[16] Boncescu C. , Robescu L.D., Experimental researches on aeration equipment used in
biological wastewater treatment , 17 International Multidisciplinary Scientific GeoConference
SGEM 2017, Vol. 17, Issue 52, pp. 359 – 366, 2017;
[17] Boncescu C. , Robescu L.D., Mierloiu A.E., Numerical modeling of flow and air
dispersion into aerobic granular sludge bioreactor for wastewater treatment , 17 International
Multidisciplinary Scientific GeoConference SGEM 2017, Vol. 17, Is sue 52, pp. 667 – 672,
2017;
[18] Boncescu C. , Mierloiu A.E., Robescu D., Optimizing design of an aerobic granular
sludge bioreactor using numerical simulation , 9th International Conference on
Environmental Engineering and Management, ICEEM9, 6 – 9 septembrie 2017;
[19] Boncescu C. , Robescu L.D., Air bubble dynamics modelling and simulation in the water
column , 9th International Conference on Environmental Engineering and Management,
ICEEM9, 6 – 9 septembrie 2017 ;
[20] Boncescu C. , Robescu D., Determination of oxygenation performances of aeration
equipment , 8th International Conference on Energy and Environment CIEM 2017, 19 -20
octombrie 2017 (acceptat către prezentare);
[22] Brito A., Cabello R., Guzmán N., Marcano L., Márquez J., Trujillo J., Study of
multiphase flow transport of highly viscous foamy fluids , Journal of Petroleum Science and
Engineering 135, 2015, 367 –374;
[29] Cyrus K. Aidunb, E -Jiang Ding , Dynamics of particle sedimentation in a vertical
channel: Period -doubling bifurcation and chaotic state , Physics of fluids volume 15, No. 6,
2003;
[38] Fenua A., Guglielmib G., Jimenezc J., Spèrandiod M., Sarojg D., Lesjeanh B., Brepo lsi
C., Thoeyea C., Nopens I., Activated sludge model (ASM) based modelling of membrane
bioreactor (MBR) processes: A critical review with special regard to MBR specificities ,
Water Research, Volume 44, Issue 15, pp. 4272 –4294, 2010;
[39] Florea J., Robescu D. și alții, Îndrumar pentru determinarea performațelor sistemelor de
aerare, Institutul Politehnic București, 1981;
[40] Florea J, Robescu D., Petrovici T., Stamatoiu D, Dinamica fluidelor polifazice și
aplicațiile ei tehnice , Editura Tehnica, București 1987;
[41] Florescu I., Mecanica fluidelor, Note de curs pentru uzul studențil or, Ed. Alma mater,
Bacău 2007;
[45] Ghodrat Z. M. , Kuang S.B., Computational investi gation of the effect of particle density
on the multiphase flows and performance of hydrocyclone , Minerals Engineering 90, pp. 55–
69, 2016;

35
[49] Ionescu (Boncescu) C, , Robescu L.D., Dispersion modeling and simulation of an
aeration tank , Environmental Engineering and Management Journal ISI, May 2017, Vol. 16,
No. 5, ISSN: 1843 – 3707 , pp. 1049 -1054;
[50] Iliescu M., Cercetări privind curgerea apei în sisteme de canalizare , Teză de Doctorat,
Universitatea T ehnică de Construcții București, 2016 ;
[53] Khoei A.R., Mohammadnejad T., Numerical modeling of multiphase fluid flow in
deforming porous media: A comparison between two – and three -phase models for seismic
analysis of earth and rockfill dams , Com puters and Geotechnics 38, pp. 142–166, 2011;
[56] Kourakos V. G., Rambaud P., Chabane S., Pierrat D., Buchlin J. M., Two-phase flow
modeling within expansion and contraction singularities , 2009;
[57] Krist V. G. , Mark C.M van Loosdrechtb, Henzec M., Lindd M., Sten B J., Activated
sludge wastewater treatment plant modelling and simulation: state of the art , Environmental
Modelling & Software, Volume 19, Issue 9, pp. 763 –783, 2004;
[60] Larsson V., Energy savings with a new aeration and control system in a mid -size
Swedish wastewater treatment plant , Uppsala University, Department of Information
Technology, Box 337, SE -751 05 Uppsala December 2011;
[63] Marcos E. C. Oliveira, Adriana S. Franca, Simulation of oxygen mass transfer in aeration
systems , International Communications in Heat and Mass Transfer, Volume 25, Issue 6, pp.
853-862,1998;
[64] Mart M., Francisco J. Montes, Miguel A. Galan, Oxygen transfer from growing bubbles:
Effect of the physical properties of the liquid , Chemical Engineering Journal 128, pp. 21 –32,
2007
[68] Mittal A., Biological Wastewater Treatment , WaterToday, Uniting the Vibrant World Of
Water, 2011 ;
[70] Morin A., Mathematical modelling and numerical simulation of two phase multi –
component flows of CO 2 mixtures in pipes , Trondheim, 2012;
[74] Oprina G., Bunea F., Pincovschi I., Mândrea L, Aspects of hydrodynamics and mass
transfer in diffused aeration systems în the Editorial Office of Environmental Engineering
and Management Journal , Vol.9, No.4, ISSN: 1582 -9596, pp. 565 -572, 2010;
[75] Oualia A., Azrib C., Medhioubb K., Ghrabia A., Descriptive and multivariable analysis
of the physico -chemical and biological parameters of Sfax wastewater treatment plant ,
Desalination 246, 496 –505, 2009;
[79] Paul W. Cleary, James E. Hilton, Matt D. Sinnott, Modelling of indust rial particle and
multiphase flow , Powder Technology (2016), Article in Press;
[83] Roberscu D., Roberscu D. L., Dinamica fluidelor polifazate , curs, Universitatea
Politehnica București, Catedra de Hidraulică și Mașini Hidraulice, 1998;
[87] Rosenberger S., Kraume M., Filterability of activated sludge in membrane bioreactors ,
Desalination, Volume 146, Issues 1 –3, 10, pp. 373 –379, 2002;
[97] Sriwiriyarat T., Pittayakool K., Fongsatitkul P., Chinwetkitvanich S., Stability and
capacity enhancements of activated sludge process by IFAS technology , Journal of
Environmental Science and Health, Volume 43, Issue 11, pp. 1318 -1324, 2008;
[99] Vasconcelos J. M. T., Rodrigues J. M. L., Orvalho S. C. P., Alves S. S., Mendes R. L.
Reis A., Effect of contaminants on mass transfer coefficients in bubble column and airlift
contactors , Chemical Engineering Science, vol. 58, no. 8, pp. 1431 -1440, 2003;

36
[102] Vázquez G., Cancela M. A., Riverol C., Alvarez E., Navaza J. M., Application of the
danckwerts method in a bubble column: Effects of surfactants on mass transfer coefficient
and interfacial area , Chemical Engineering Journal, vol. 78, no. 1, pp. 13 -19, 2000;
[104] Veuillet F., Lacroix S., Bausseron A., Gonidec E., Ochoa J., Christensson M., Lemaire
R., Integrated fixed -film activated sludge ANITA Mox process – a new perspective for
advanced nitrogen removal , Water Science and Technology, 69 (5) pp. 915 -922; DO I:
10.2166/wst. 2013.786, 2014;
[105] Wang B., Chu K.W., Yu A.B., Vince A., Barnett G.D.,. Barnett P.J, Computational
study of the multiphase flow and performance of dense me dium cyclones: Effect of body
dimensions , Minerals Engineering 24, pp. 19 –34, 2011 ;
[109] Xiea C., Zhang J., Bertolac V., Wang M., Boltzmann L., Modeling for multiphase
viscoplastic fluid flow , Journal of Non -Newtonian Fluid Mechanics, 234, pp. 118 –128, 2016 ;
[111] Yeoh G.H., Cheung C.P., Tu J., Multiphase -Flow -Analysis -Using -Population -Balance –
Modeling , Elsevier Ltd. All rights reserved, 2014;
[114] Zhou X., Wu Y., Shi H., Song Y., Evaluation of oxygen transfer parameters of fine –
bubble aeration system in plug flow aeration tank of wastewater treatment plant , Journal of
Environmental Sciences, 25(2), pp. 295 –301, 2013 ;
[115] ***Economic And Social Commission For Western Asia, Economic and social
commission for western asia , waste -water treatment technologies: a general review, United
Nations New York, 20 03;
[116] ***FLUENT , UDF Manual , 2003;
[117] ***Hotărâre nr. 188/2002 pentru aprobarea unor norme privind condițiile de descărcare
în mediul acvatic a apelor uzate , Martie 2002;
[118] ***Introduction To Activated Sludge Study Guide, Wisconsin Department of Natural
Resources, Wastewater Operator Certification, December 2010;
[119] ***Legea Apelor Nr. 107 din 25 septembrie 1996;
[120] ***Normativ di n 28/02/2002 privind condițiile de evacuare a apelor uzate în rețelele de
canalizare ale localităților și direct în stațiile de epurare, NTPA -002/2002 ;
[121] ***Normativ din 28/02/2002 privind stabilirea limitelor de încărcare cu poluanți a
apelor uzate industriale și orășenești la evacuarea în receptorii naturali, NTPA -001/2002 ;
[122] ***Normativ privind proiectarea, execuția și exploatarea sistemelor de alimentare cu
apă și canalizare a localităților. Indicati v NP 133 – 2011;
[123] ***Normă tehnică din 28/02/2002 privind colectarea, epurarea și evacuarea apelor
uzate orășenești, NTPA -011;
[124] ***Ordin nr. 137/2009 din 26/02/2009 privind aprobarea valorilor de prag pentru
corpurile de ape subterane din România , 2009.