Faculteit Bio-ingenieurswetenschappen

Academiejaar 2012 – 2013

Invloed van schuimvorming op de warmtehuishouding van hoogbelaste

waterzuiveringsbekkens

Simon Botte

Promotoren: Prof. dr. ir. J. Pieters Prof. dr. ir. E. Volcke

Masterproef voorgedragen tot het behalen van de graad van

Master in de bio-ingenieurswetenschappen: Milieutechnologie

Copyright

De auteur en de promotoren geven de toelating deze masterproef voor consultatie beschikbaar te

stellen en delen ervan te kopiëren voor persoonlijk gebruik.

Elk ander gebruik valt onder de beperking van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de

verplichting uitdrukkelijk de bron te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze masterproef.

The author and the promoters give the permission to use this thesis for consultation and to copy parts

of it for personal use.

Every other use is subject to copyright; more specifically the source must be extensively specified

when using results from this thesis.

Gent, 8 juni 2011

De auteur, promotoren,

Simon Botte Prof. dr. ir. J. Pieters Prof dr. ir. E. Volcke

II

Voorwoord

Deze scriptie is het laatste deel van mijn opleiding tot Bio-ingenieur in de Milieutechnologie en is het

resultaat van vele maanden werk. Tijdens deze maanden werd ik bijgestaan door verschillende

personen die mij elk op hun manier geholpen hebben. Ik wil hierbij deze mensen uitvoerig bedanken

voor hun steun en hulp tijdens deze periode.

Allereerst dien ik mijn twee promotoren, Prof. dr.ir J. Pieters en prof. dr. ir. E. Volcke, te bedanken om

mij de kans te geven deze thesis bij hen te mogen uitvoeren. Bij elk probleem dat zich stelde kon ik

steeds bij hen terecht, zelfs in verband met zaken die niets te maken hadden met de thesis. Naast het

vele nodige verbeterwerk, hielpen ze mij ook bij het verwerken van resultaten. Daarnaast mag ik zeker

ook Eddy Philips niet vergeten voor de hulp tijdens de opbouw van mijn experimentele opstelling.

Voor de vele technische problemen kon ik steeds op zijn expertise rekenen. Voor de modelgegevens

dien ik Stijn Van Den Bossche, medewerker van Trevi nv. te bedanken.

Naast de mensen die mij bijstonden voor het opstellen van deze thesis, wil ik ook de mensen bedanken

uit mijn naaste omgeving die steeds de frustraties te verduren kregen en bovendien steeds paraat waren

om mij te steunen over alle schooljaren heen. In de eerste plaats denk ik hiervoor aan mijn ouders,

broers, familie, vriendin en vrienden. Daarnaast ben ik ook de medestudenten die hun thesis

uitvoerden bij de onderzoekersgroep biosysteemtechniek voor de vele aangename en gezellige pauzes,

dankbaar.

III

Samenvatting Het energieverbruik in de wereld blijft steeds toenemen en door een gebrek aan grondstoffen is men

verplicht op zoek te gaan naar energiezuinige processen of processen waarbij een deel van de energie

gerecupereerd kan worden. Dit geldt ook voor waterzuiveringsinstallaties. Warmtepompen kunnen

hier als oplossing gesteld worden aangezien ze niet alleen instaan voor warmterecuperatie maar ook

economisch interessant kunnen zijn. Warmtepompen kunnen ingezet worden in zowel commerciële,

industriële als residentiële toepassingen. In een waterzuiveringsinstallatie kunnen ze op het effluent of

op het actief slib toegepast worden. Toepassing van warmtepompen vindt momenteel vooral plaats op

het effluent. In het actief slib daarentegen kan de biologische restwarmte gebruikt worden als

warmtebron voor warmtepompen.

Schuimvorming wordt vaak als negatief beschouwd, maar kan ook nuttig zijn, door op te treden als

isolator. Het speelt hierdoor een belangrijke rol in de warmtebalans van het bekken. Om zijn rol in de

warmte-uitwisseling tussen het beluchtingsbekken en de omgeving specifiek te bepalen, dient men

eerst een beter inzicht te krijgen in hoe schuimen ontstaan, welke soorten er zijn en de mechanismen

binnenin het schuim zelf. Om vervolgens zijn invloed op de componenten in de warmtebalans na te

gaan.

Een bestaand model voor de bepaling van de temperatuur van een hoogbelast aëratiebekken (Samijn,

2011) werd in dit masterproefwerk uitgebreid met de nitrificatiewarmte (17 MJ. kg N-1

). De

geproduceerde biologische reactiewarmte in het beluchtingsbekken, neemt hierdoor toe met 20%. Uit

de simulatieresultaten bleek dat een hoge belasting vereist is om warmterecuperatie uit het bekken

mogelijk te maken. Naast de nitrificatiewarmte werd ook de denitrificatiewarmte berekend, waardoor

het model toepasbaar wordt voor bekkens met zowel een aeroob als anaeroob gedeelte.

Via experimenteel werk werden verschillende invloedsfactoren op de warmtegeleiding bestudeerd. Zo

werd onder andere de surfactantconcentratie gewijzigd, de grootte van de ingebrachte bellen gewijzigd

en het aantal puimsteentjes in het vat verhoogd. Men kon concluderen dat de bellengrootte van de

schuimlaag en de stabiliteit de grootste invloed hebben op de bepaling van equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt, die een maat is voor het behoud van de warmte in het vat door de

schuimlaag. Door verandering van de invloedsfactoren (surfactantenconcentratie, grootte ingebrachte

bellen, samenstelling omgevingslucht) kon men schuimen verkrijgen met een bellengrootte van slechts

enkele mm tot schuimen met een bellengrootte van 1 tot 2 cm diameter. De equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt kon op deze manier variëren van 0,8 tot 4 W.(m.K)-1

. Naast de bepaling

van de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt werd ook de evaporatiereductie bestudeerd. De

evaporatiereductie door verandering van de oppervlaktetemperatuur werd ingecalculeerd. De reductie

IV

was dus te wijten aan de aanwezigheid van de surfactanten en bedroeg tussen de 60 en 85 %. Een

trend met de bellengrootte werd niet gevonden.

Door simulaties op basis van de experimentele resultaten kon men besluiten dat het potentiële

warmteoverschot kon toenemen door de bellengrootte te veranderen. Daarnaast viel de sterke invloed

van de evaporatiereductie op. Bij een evaporatiereductie van 60% (ten opzichte van water), nam het

warmteoverschot met maar liefst 22 % toe. De rol van de bellengrootte werd bij grotere

evaporatiereducties wel kleiner. Daarnaast toonden de experimenten de invloed van de seizoenen op

de schuimlaag. Bij hogere evaporatiefluxen werd vaak een kleinere schuimlaag gevormd en een

kleinere evaporatiereductie bekomen. Op deze manier nam het warmteoverschot in de lente- en

zomermaanden af, maar nam het in de wintermaanden toe. Er was een constanter warmte-overschot

over het jaar heen.

Zowel de experimenten als de simulatieresultaten tonen dus aan dat de schuimlaag het potentiële

warmte-overschot verhoogt en dat het het bovendien mogelijk maakt om een constant warmte-

overschot over het gehele jaar te verkrijgen. Indien de schuimlaag kan beheerst worden, is er dus enige

controle over het warmteoverschot en kan het verder geoptimaliseerd worden. Warmterecuperatie

wordt dus positief beïnvloed door de aanwezigheid van een schuimlaag.

V

Afkortingenlijst

BSA Bovine Serum Albumine

COP Coëfficiënt Of Performance, rendement van een

warmtepomp

CPP Critical Packing Parameter, kritische pakking

parameter

CSH Cell Surface Hydrophobicity, cel oppervlakte

hydrofobiciteit

CTAB CetylTrimethyl Ammonium Bromide

EPS Exocelullaire Polymerische Substraten

FISH Fluorescence In Situ Hybridisation

HPLC High Performance Liquid Chromatography,

vloeistof chromatografie

MCRT Mean Cell Residence Time, gemiddelde cel

verblijftijd

MLSS Mixed Liquor Suspended Solids, actief slib

gesuspendeerde deeltjes

PAC PolyAluminium Chloride

PGE Polyoxyethyleen Glycerine Ether

PVC PolyVinylChloride

RAS Recirculatied Activated Sludge, actief slib via een

terugstroom in het bekken gebracht

SRT Slib Retentie Tijd

VI

SS Suspended Solids, gesuspendeerde deeltjes

SVI Slib Volume Index

TRY Typical Reference Year, typisch standaardjaar

voor België (gemeten te Ukkel)

TSS Total Suspended Solids, totale hoeveelheid

gesuspendeerde deeltjes

WZI WaterZuiveringsInstallatie

VII

Symbolenlijst

contactoppervlak tussen water/schuim en lucht

het aantal mol van component i

bekkenwandoppervlakte in contact met lucht

bekkenwandoppervlakte in contact met bodem

atmosferische stralingsfactor 0,8

vochtconcentratie voor verzadigde lucht bij

omgevingstemperatuur

vochtconcentratie voor omgevingslucht bij

omgevingstemperatuur

concentratie aan organische stof in het influent

‗coëfficiënt of performance‘

specifieke warmtecapaciteit van het afvalwater

diffusiecoëfficiënt van waterdamp en lucht

karakteristieke lengte (=diameter) van het bekken

dikte van de betonconstructie voor de bekkenwand

dikte van de schuimlaag

logaritmische waterdampconcentratieverschil

netto- warmte uitwisseling van het bekken met de omgeving

standaardenthalpie van component i

de enthalpie van de reactie- of de reagentiaproducten

tijd nodig om het volume water uit de erlenmeyer te

verpompen

VIII

de dichtheid van de schuimende oplossing

evaporatieflux

emmisiviteit, afhankelijk van het materiaal

Fij fractie uitgezonden straling van oppervlak i die onmiddellijk

het oppervlak j treft.

afbreekbare fractie van de organische stof

bellengrootte

stralingsvermogen

de zwaartekrachtconstante

oppervlaktespanning verlaging

netto-warmteverlies door aëratie

netto evaporatief warmteverlies door aëratie

netto voelbaar warmteverlies door aëratie

netto inkomende langgolvige straling

netto langgolvige straling, uitgezonden door het afvalwater

netto-warmteverlies door langgolvige straling

netto-warmtewinst door biologische reactie

netto-warmteverlies door convectie aan het oppervlak

netto-warmteverlies door advectief warmtetransport

netto-warmteverlies door verdamping

netto-warmtewinst door nitrificatie-denitrificatie

IX

netto- warmtewinst door input afkomstig van de pompen

netto warmtetransfer door het schuim

netto- warmtewinst door zonnestraling

netto-warmteverlies door conductie en convectie via de

bekkenwanden en de bekken

netto–warmteverlies door warmtepomp

energie-inhoud van de organische stof 14

vochtigheidsfactor 0,9

hm massatransfercoëfficiënt

latente verdampingswarmte van water 2500

dynamische viscositeit

efficiëntie van de geïnstalleerde surpressoren

karakteristieke lengte, hier diameter van het vat

thermische geleidbaarheid van lucht 0,026

equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt voor beton

1,7

schijnbare thermische geleidbaarheid van de schuimlaag

totale hemisferische exitantie

molaire massa van het afvalwater

hoeveelheid luchtmassa door de opstelling

aantal geïnstalleerde surpressoren

kinematische viscositeit

X

vermogen van de geïnstalleerde surpressoren

prandtlgetal

luchtdebiet

bruikbare hoeveelheid warmte – energie geleverd door de

condensor

luchtdebiet geleverd door de luchtpompjes

debiet van het afvalwater

universele gasconstante 62,361

Riso warmte-isolerend vermogen

oppervlakteweerstand bij elektrisch analogon

vormweerstand bij elektrisch analogon

Reynolds-getal

de straal van de opeining waardoor lucht geblazen wordt

reflectiviteit van water 0,03

dichtheid fluïdum van het experiment

soortelijke massa van het afvalwater

Schmidt-getal

gemiddeld Sherwood-getal

Stefan Boltzman constante 5,67.10-8

temperatuur van de omgevingslucht

temperatuur van de bodem

filmtemperatuur

XI

temperatuur van het influent in het aëratiebekken

temperatuur van de ingaande luchtstroom

oppervlaktetemperatuur van de schuimlaag

temperatuur van het stralende oppervlak

temperatuur van de uitgaande luchtstroom

temperatuur van het afvalwater in het aëratiebekken

snelheid

warmtedoorgangscoëfficiënt voor de bekkenbodem

of het deel van de wand in contact met de bodem 1,5

warmtedoorgangscoëfficiënt voor de bekkenwand

dampdruk van water bij bekkentemperatuur 8,9

volume verpompt om het volume water uit de erlenmeyer te

verpompen

hoeveelheid energie verbruikt door de compressor

PAC

XII

I. Inhoudstafel

Samenvatting ....................................................................................................................................... III

Afkortingenlijst ..................................................................................................................................... V

Symbolenlijst ...................................................................................................................................... VII

Inleiding.................................................................................................................................................. 1

I. Literatuurstudie......................................................................................................................... 3

1. Inleiding ...................................................................................................................................... 3

2. Schuim in WZI ............................................................................................................................ 3

2.1. Definitie ............................................................................................................................... 3

2.2. Vormingsmechanisme ......................................................................................................... 4

2.3. Bulking versus schuimvorming ........................................................................................... 5

2.4. Soorten vloeistofschuim ...................................................................................................... 7

2.5. Problematiek en nuttige toepassingen ............................................................................... 10

3. Invloedsfactoren bij schuimvorming ......................................................................................... 11

3.1. Hydrofobe partikels/ bacteriën in schuim .......................................................................... 11

3.2. Luchtbellen ........................................................................................................................ 13

3.3. Surfactanten ....................................................................................................................... 15

3.4. Relatieve vochtigheid ........................................................................................................ 17

3.5. Ontwerp WZI .................................................................................................................... 17

3.6. Conclusie ........................................................................................................................... 18

4. Schuimbeheersing ..................................................................................................................... 20

4.1. Bepaling schuimpotentieel van actief slib ......................................................................... 20

4.2. Fysische schuimcontrole ................................................................................................... 21

4.3. Biologische schuimbeheersing .......................................................................................... 23

4.4. Chemische schuimbeheersing ........................................................................................... 24

5. Energierecuperatie ..................................................................................................................... 27

5.1. Mestverwerkingsproces ..................................................................................................... 28

XIII

5.2. Warmterecuperatie ............................................................................................................ 28

6. Doelstelling van de masterproef ................................................................................................ 30

II. Model ........................................................................................................................................ 31

1. Warmtebalans ............................................................................................................................ 31

2. Biologische reactiewarmte ........................................................................................................ 34

2.1. Inleiding............................................................................................................................. 34

2.2. Koolstofoxidatie ................................................................................................................ 35

2.3. Nitrificatie ......................................................................................................................... 35

2.4. Denitrificatie ...................................................................................................................... 37

2.5. Besluit ................................................................................................................................ 39

3. Modelparameters ....................................................................................................................... 39

3.1. Mestverwerkingsinstallatie onder studie ........................................................................... 39

3.2. Meteorologische data ........................................................................................................ 40

4. Simulaties .................................................................................................................................. 40

III. Experimenteel werk ................................................................................................................ 43

1. Inleiding .................................................................................................................................... 43

2. Opstelling .................................................................................................................................. 44

3. Debietbepaling luchtpompen en ventilatoren ............................................................................ 46

4. Bepaling van de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt ....................................................... 47

4.1. Straling .............................................................................................................................. 48

4.2. Evaporatie .......................................................................................................................... 52

4.3. Bepaling convectieve warmtestroom ................................................................................ 52

4.4. Procedures ......................................................................................................................... 53

5. Evaporatie-analyse .................................................................................................................... 55

5.1. Procedures ......................................................................................................................... 57

6. Simulaties .................................................................................................................................. 58

IV. Resultaten en discussie ............................................................................................................ 59

1. Bepaling equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt ................................................................... 59

1.1. Invloed surfactanten .......................................................................................................... 61

XIV

1.2. Invloed van ingeblazen luchtbellen ................................................................................... 64

1.3. Invloed extra aquariumpomp ............................................................................................. 68

1.4. Invloed warmtetransfers aan het oppervlak op de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt

........................................................................................................................................... 69

2. Evaporatie-analyse .................................................................................................................... 73

2.1. Vergelijking van twee experimenten ................................................................................. 73

2.2. Vergelijking van evaporatie tussen schuim- en referentievat ............................................ 74

2.3. Experiment met variërende evaporatieflux........................................................................ 75

3. Modelsimulaties ........................................................................................................................ 76

3.1. Invloed belasting ............................................................................................................... 76

3.2. Verwerking van experimenteel werk ................................................................................. 77

V. Conclusies en perspectieven ................................................................................................... 83

1. Experimenteel werk ................................................................................................................... 83

1.1. Warmtegeleiding over een schuimlaag ............................................................................. 83

1.2. Evaporatie aan een schuimoppervlak ................................................................................ 84

1.3. Optimalisatie van de experimentele proefopstelling ......................................................... 84

2. Modelbouw en simulaties .......................................................................................................... 84

3. Simulatie studie ......................................................................................................................... 85

VI. Bibliografie ............................................................................................................................... 87

VII. Bijlage ....................................................................................................................................... 95

Bijlage 1: Overzicht van het model van Samijn (2011) .................................................................... 95

Bijlage 2: Tabel met enthalpieën van chemische structuren. ............................................................ 99

Bijlage 3: Grondplan van mestverwerkingsinstallatie onder studie (Dhr. Kerckaert te Wingene) . 100

Bijlage 4: Inputgegevens van het model ......................................................................................... 101

1

Inleiding Het doel van deze scriptie is om meer inzicht te verkrijgen in het isolerend vermogen van een

gevormde vloeistofschuim op een aëratiebekken. Door de warmtegeleidende eigenschappen van de

schuimlaag specifieker te bepalen kan men het mogelijke warmteoverschot van het bekken

optimaliseren en beter controleren. Met het warmteoverschot wordt verwezen naar de maximaal

mogelijke warmterecuperatie uit het bekken.

Het eerste hoofdstuk behandelt een literatuurstudie betreffende vloeistofschuimen en

energierecuperatie. Het algemeen vormingsmechanisme van biologische schuimvorming in

waterzuiveringsinstallaties wordt besproken, waarna de verschillende soorten vloeistofschuimen

getoond worden. Naast de verschillende invloedsfactoren van een schuimlaag wordt ook de

problematiek en de eventueel nuttige toepassingen besproken, zoals bv. schuim als isolator. Om deze

nuttige toepassingen effectief toe te passen, dienen de mogelijkheden van schuimbeheersing

onderzocht te worden. Zowel fysische, chemische als biologische methoden komen aan bod. Tot slot

wordt in de literatuurstudie kort even ingegaan op de mogelijke warmterecuperatie uit een bekken.

In het tweede hoofdstuk wordt het bestaande model van Samijn (2011) beschreven. Het model

beschrijft het thermisch gedrag van een aëratiebekken en de mogelijke warmterecuperatie uit het

bekken. Om het tweede hoofdstuk af te sluiten werd gezocht om het model verder te optimaliseren. De

nitrificatiewarmte bleek van voldoende grote waarde om toegevoerd te worden aan het model.

De schuimlaag heeft een belangrijke invloed op de warmtebalans van het bekken, waardoor in het

derde hoofdstuk dieper wordt ingegaan op het experimenteel werk met als doel meer inzicht te

verkrijgen in de eigenschappen van de gevormde schuimlaag. Om de complexiteit te verlagen wordt

hier geopteerd om te werken met afwasmiddel schuim. De opstelling wordt in dit hoofdstuk

beschreven alsook de rekenwijze van de geïnteresseerde eigenschappen zoals de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt en de evaporatiereductie. De equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt is

de mate waarin de schuimlaag de warmte zal behouden/verliezen. Het hoofdstuk wordt afgerond met

de verschillende procedures bij de verschillende experimenten.

Het hoofdstuk ‗Resultaten en discussie‘ geeft de resultaten van zowel het experimenteel werk als

modelleerwerk weer. De resultaten worden hier besproken samen met hun mogelijke oorzaken. In het

experiment probeert men de isolerende eigenschappen van een schuimlaag te bepalen en de invloed

van bepaalde factoren er op. Er wordt nagegaan hoe de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt

wijzigt bij toevoeging van surfactanten of veranderende bellengrootte. Daarnaast probeert men een

idee te krijgen van de eventuele invloed van de omstandigheden (omgevingstemperatuur, relatieve

vochtigheid) op de warmtetransfers aan het oppervlak van de schuimlaag. De evaporatiereductie door

2

een schuimlaag wordt ook geanalyseerd en besproken. Met modelleerwerk worden de bekomen

experimentele resultaten gesimuleerd met als doel de warmterecuperatie te optimaliseren en het

potentieel te schetsen. Bovendien kon men op deze manier het belang van een schuimlaag

benadrukken. Tot slot werden ook twee simulaties (invloed belasting en evaporatie) uitgevoerd met

het warmteoverschot in het bekken als referentie om de nood aan hoge belasting en de rol van

evaporatie aan te tonen.

In het laatste hoofdstuk ‗Conclusie en verder onderzoek‘ worden de verschillende conclusies gegeven

over het experimenteel en modelleerwerk. Daarnaast worden suggesties en nieuwe mogelijke

scenario‘s voor het bestaande model gegeven.

3

I. Literatuurstudie

1. Inleiding

In verscheidene industrieën krijgt men geregeld te maken met ongewenste schuimvorming, die vaak

ongecontroleerd is. Dit kan voor problemen zorgen op verschillende vlakken. Het is een pertinent

wereldwijd probleem dat onder andere waar te nemen is bij waterzuiveringsinstallaties (WZI).

Daarnaast kan het ook waar te nemen zijn in membraanbioreactoren (You & Sue, 2009) en anaerobe

verblijftijds (Ganidi et al., 2009; STOWA, 2010), alsook in andere sectoren zoals voeding en het

marien milieu (Langevin, 2008; Rodríguez Patino et al., 2008; Ruzicka et al., 2009; Schilling &

Zessner, 2011).

In deze literatuurstudie probeert men naast de nadelen, ook de eventuele positieve mogelijkheden van

schuimvorming te onderzoeken met als focus schuim als isolator van aëratiebekkens in WZI. Om de

mogelijkheden na te gaan, dient eerst een beter inzicht te krijgen in het soort schuimen, hoe ze

ontstaan en welke mechanismen een grote rol spelen, om vervolgens dieper in te gaan op de

verschillende invloedsfactoren en hoe men eventueel het schuim kan gaan beheersen.

Door een schaarste aan grondstoffen en stijgende energieprijzen wordt steeds meer op zoek gegaan

naar verschillende manieren om warmte te recupereren. In hoogbelaste bekkens komt er veel

biologische warmte vrij die verloren gaat naar de omgeving, waardoor de bekkens eventueel een te

hoge temperatuur kunnen vatten. Anderzijds kunnen de bekkens in een te koude omgeving, een te lage

temperatuur verkrijgen waarbij de biologie in het bekken stilvalt. Aan de hand van een schuimlaag

gecombineerd met een warmtepomp zou men deze energie kunnen recupereren of beter behouden in

het bekken.

2. Schuim in WZI

2.1. Definitie

Schuim is een collectie luchtbellen die van elkaar gescheiden zijn door een dunne vloeistoffilm of

lamellae (Heard et al., 2008), dus een dispersie van een gas in een vloeistof of een vaste stof bv.

polyurethaanschuim (zie Figuur I-1). Het schuim valt uiteen door het verdunnen van de lamellae/

waterfilm die de luchtbel scheidt van de omgevende lucht. De luchtbel omgeven door de waterfilm zal

breken als de druk binnenin groot genoeg is. De verdunning van de waterfilm vindt plaats door zowel

evaporatie als waterdrainage. Surfactanten kunnen optreden als stabilisator (Jenkins et al., 2004). Een

schuim met drie fasen bevat naast de twee fasen die besproken zijn hierboven ook nog hydrofobe

partikels, als een derde fase (zie I.3.1.).

4

Figuur I-1: Verschillende configuraties van schuim: a) dispersie gas in vloeistof ,b) surfactanten op lucht-

waterinterfase van schuim (twee fasen), c) naast de surfactanten ook aanwezigheid van hydrofobe

partikels (drie fasen) (Heard et al., 2008; Jenkins et al., 2004).

De hydrofobe deeltjes komen vaak in het schuim terecht door flotatie (STOWA, 2010). Schuim en

flotatie zijn echter twee verschillende processen. Flotatie is het opdrijven van vaste deeltjes aan een

gasbel naar het oppervlak, terwijl schuim betrekking heeft op een drijflaag. Daarnaast kan er ook een

schuim gevormd worden indien er voldoende hydrofobe partikels aanwezig zijn, maar weinig tot geen

surfactanten. Dit staat bekend als ‗scum‘ (Petrovski et al., 2011). Hier wordt gefocust op

vloeistofschuim waar surfactanten én hydrofobe partikels invloedsfactoren zijn (zie I.3.). Surfactanten

zijn stoffen die verkiezen zich op de lucht-waterinterfase te nestelen en de oppervlaktespanning

verlagen, wat gepaard gaat met een hogere stabiliteit van de waterfilm en stimulatie van de

schuimlaag. Daarnaast prefereren de hydrofobe partikels ook deze interfase. Een voorbeeld van deze

partikels zijn hydrofobe bacteriën.

2.2. Vormingsmechanisme

Schuimvorming heeft verschillende voorkomens en zal op verschillende manieren ontstaan in

verschillende compartimenten van de WZI (zie 2.4). Hierdoor zijn er vaak discussies omtrent de

mechanismen en verwarring over bepaalde termen. In WZI komt biologische schuimvorming het

meest voor. Biologische schuimvorming gebeurt in drie verschillende subprocessen: het aanmaken van

een actief slib met een zeker schuimpotentieel (kans tot schuimvorming van actief slib), de

schuimvorming zelf met stabilisatie én de accumulatie en verspreiding over het oppervlak binnen het

bekken (zie Figuur I-2) (Hug, 2006).

De eerste stap omvat de productie van oppervlakte-actieve componenten en de generatie van

hydrofobe vlokken. De vorming en stabilisatie van schuim daarentegen worden beïnvloed door de

eigenschappen van het actief slib en de gasvorming. De samenstelling van een stabiele schuimlaag is

5

vaak verschillend van deze van het actief slib. Het laatste subproces is afhankelijk van de hydraulica,

de waterstroompatronen, het effect ‗foam trapping‘ (zie I.3.) en andere. Schuimvorming blijkt

voornamelijk een interactie tussen de vloeistof, de aanwezige vlokken en het aanwezige gas te zijn.

Daarnaast zal ook de invloed van het ontwerp van de zuiveringsinstallatie een belangrijke factor zijn,

zeker voor de verspreiding van het schuim over het oppervlak (Hug, 2006).

Figuur I-2: Schuimvorming kan in drie verschillende subprocessen opgedeeld worden: 1) het ontwikkelen

van slib dat schuim kan vormen, 2) de schuimproductie zelf, 3) de verspreiding van het schuim in het

reactorvat. Operationele omstandigheden spelen een belangrijke rol, net als de interactie tussen vloeistof

en vaste stof (Hug, 2006).

Ondanks de discussie welke factoren een rol spelen in schuimvorming en stabilisatie is er

eensgezindheid over de drie belangrijkste invloedsfactoren voor schuimvorming in WZI: hydrofobe

partikels, luchtbellen en surfactanten. De verschillende invloedsfactoren worden later besproken (zie

I.3.).

2.3. Bulking versus schuimvorming

Verschillende fenomenen (bulking, flotatie en scumming) worden vaak als synoniem gebruikt voor

schuimvorming terwijl ze verschillend zijn. Het onderscheid tussen flotatie/scumming en

schuimvorming werd al uitgelegd. In onderstaande wordt er onderscheid gemaakt tussen bulking en

schuimvorming, die het meest met elkaar verward worden.

Bulking van actief slib is algemeen gedefinieerd als het proces waarbij de gesuspendeerde partikels

niet meer kunnen behouden worden in de bezinkingstank omwille van sedimentatieproblemen. Het is

6

eerder een operationeel of empirisch probleem, aangezien er geen echte index bestaat die bulking van

niet-bulking kan onderscheiden. Elk land heeft namelijk zijn eigen index om bulking slib te

onderscheiden van niet-bulking slib via onder andere de slib volume index (SVI). Bulking kan op twee

verschillende manieren ontstaan. Enerzijds de filamenteuze bulking, anderzijds viskeuze(een massa

bacteriën bij elkaar gehouden door een gelatineachtige substantie, ook ‗zoogleal‘ genaamd) bulking.

Filamenteuze bulking gaat gepaard met een overmatige groei van filamenteuze bacteriën. Er wordt

verondersteld dat de bacteriën M. parvicella, Nocardioform actinomycetes en type 0092 de oorzaak

van bulking zijn. Dezelfde organismen worden hier verdacht als bij schuimvorming, hoewel het twee

verschillende fenomenen zijn. Bulking is dus gericht op een sedimentatieprobleem, schuimvorming

heeft betrekking op een drijflaag. Het zijn twee verschillende processen die vaak gepaard voorkomen.

De vlokken in het actief slib kunnen poreus en open worden, waardoor de sedimentatie verhinderd

wordt. Brugvorming met andere vlokken is ook mogelijk. Door de gebrekkige sedimentatie gaat er

biomassa verloren via het effluent en is bulking gecorreleerd met een hoge SVI . Het proces is

problematisch voor de waterzuivering en kan voor schade zorgen. Het is immers nodig om de

aanwezige biomassa in het systeem te laten circuleren voor het massabehoud van de biomassa (van

Loosdrecht et al., 2008).

Er bestaan verschillende theorieën over de invloed van de filamenteuze bacteriën op bulking. De

diffusie van nutriënten is hier één van. Filamenteuze bacteriën hebben door hun structuur een hoge

oppervlakte/ volume ratio, waarmee ze een competitief voordeel krijgen ten opzichte van de

vlokvormende bacteriën onder substraatlimiterende omstandigheden. De filamenteuze bacteriën

nemen gemiddeld gezien een hogere effectieve substraatconcentratie waar dan de vlokvormende

(Kappeler & Gujer, 1994). Onder deze omstandigheden gaan de bacteriën zich vanuit de slibvlok

uitstrekken en worden de vlokken meer open en poreus. Onder niet-bulking omstandigheden zijn de

verdachte filamenteuze bacteriën dus nog steeds aanwezig, maar nu binnenin de vlok (Martins et al.,

2003; van Loosdrecht et al., 2008).

Een andere theorie is gebaseerd op de kinetiek van de bacteriën. Er wordt verondersteld dat de

filamenteuze bacteriën traaggroeiende organismen zijn die een lagere affiniteitsconstante en maximale

groeisnelheid hebben dan de vlokvormende bacteriën. Bij lage substraatconcentraties verkrijgen de

filamenteuze bacteriën een competitief voordeel ten opzichte van de vlokvormende bacteriën. Er dient

wel opgemerkt te worden dat tot nu toe niemand voorgaande veronderstelling expliciet aangetoond

heeft (Chudoba et al., 1973; van Loosdrecht et al., 2008). Beide theorieën komen op hetzelfde neer,

maar bekijken elk een andere kant van bulking.

Viskeuze of Zoogloea bulking vindt plaats wanneer Zoogloea‘s gedispergeerd zijn in een slijmachtige

matrix. Deze matrix bevat een hoog waterbindend vermogen en wordt volumineus, terwijl de densiteit

7

van het slib verlaagt. Hierdoor wordt sedimentatie bemoeilijkt. Eenmaal dit soort bulking optreedt, is

het moeilijk te controleren (Eikelboom & Buijsen, 1981). In Jobbágy et al. (2002) wordt gesteld dat er

een overmaat aan exopolymerisch substraten is waardoor een viskeus slib ontstaat. De SVI neemt toe,

ondanks de afwezigheid van filamenteuze bacteriën. In de literatuur wordt deze vorm geklasseerd als

niet-filamenteuze bulking en gaat het gepaard met schuimvorming (Novák et al., 1993). Het komt

echter maar zelden voor waardoor het hier enkel kort besproken wordt.

2.4. Soorten vloeistofschuim

De verschillende types schuim kunnen op verschillende manieren ingedeeld worden. Een van de

mogelijkheden betreft deze op basis van hun stabiliteit. Enerzijds heeft men onstabiele of transiënte

schuimen die slechts enkele seconden bestaan, anderzijds permanente schuimen die uren of dagen

kunnen aanwezig zijn (Pugh, 1996). De onstabiele schuimen worden vaak gevormd in aanwezigheid

van alcoholen en vetzuren met een korte keten. Permanente schuimen daarentegen worden meestal

bekomen in aanwezigheid van proteïnen, langeketenvetzuren, partikels, … Schuim in WZI kan in deze

klassering als permanent beschouwd worden.

Een meer specifieke indeling wordt bekomen aan de hand van hun oorzaak van het ontstaan van

schuimen én hun kleur en viscositeit. Op basis hiervan kan volgende indeling gemaakt worden voor

schuim in WZI (Jenkins et al., 2004):

Wit schuim gedurende de opstart van een actiefslibwaterzuivering (gedurende drie à vier

dagen). Dit schuim is te wijten aan de aanwezigheid van niet-gedegradeerd oppervlakte-actief

organisch materiaal of de groei van bacterie type 1863 in het aëratiebekken. Wanneer het

proces gestabiliseerd is, verdwijnt het schuim omwille van verdwijnen van de bacterie. Dit

type schuim kan ook voorkomen in zeer hoogbelaste bekkens. Type 1863 wordt in veel hogere

concentraties in het schuim gevonden.

Wit, volumineus, blijvend schuim wordt gevormd door de aanwezigheid van slecht

biodegradeerbare detergenten gebaseerd op vertakt alkylbenzeensulfonaat. Tegenwoordig

worden er meer snel biodegradeerbare detergenten gebruikt, waardoor dit schuim in mindere

mate voorkomt. Indien deze slechts traag biodegradeerbaar zijn, zal er wel nog

schuimvorming optreden, zeker in omstandigheden waar het afvalwater koud is (omwille van

de viscositeit en de lagere biologische activiteit).

Een viskeus, plakkerig schuim wordt verkregen in nutriënt gelimiteerde omstandigheden. Dit

is waarschijnlijk te wijten aan de aanwezigheid van oppervlakte-actief exocellulair

polymerisch materiaal, gevormd door de organismen in het actief slib.

8

Een stabiel, meestal bruin schuim kan zowel op de aëratietanks als de secundaire

bezinkingstanks voorkomen. Dit is geassocieerd met bacteriën die zich gedragen als

hydrofobe partikels (zie I.3.1.). Meestal bevatten deze schuimen grotere hoeveelheden

filamenteuze bacteriën in vergelijking met de samenstelling van actief slib (MLSS). De

schuimlaag ontstaat door de grote sterke luchtbellen vanuit het aëratiebekken. Het schuim

heeft een vettig uitzicht. Bulking en schuimvorming vinden hier beiden plaats.

Het ontstaan van schuim op een tweede bezinkingstank of in de anoxische zones van

nitrificerende actiefslibsystemen door de productie van stikstofgas bij denitrificatie. Kleine

bellen stikstofgas hechten zich aan de vlokken van het actief slib en dragen deze naar het

oppervlak. Dit fenomeen wordt ook wel ‗rising sludge‘ of ‗rising blanket‘ genoemd. In

tegenstelling tot voorgaand soort schuim, is er hier vaak weinig verschil in de concentratie van

filamenteuzen tussen schuim en MLSS.

Schuimvorming gepaard gaand met een troebel effluent kan veroorzaakt worden door een

overmatige recirculatie van stromen uit processen die (anaeroob gedigesteerde) slibpartikels

bevatten, zoals het filtraat van een pers of de bovenste waterlaag van een anaerobe digester

(Jenkins et al., 2004).

In volgende figuren worden verscheidene soorten schuim in verschillende delen van de WZI getoond:

9

Figuur I-3: a) Er wordt een wit los schuim waargenomen, ontstaan door type 1863, b) M. parvicella heeft

zich rond de luchtbel vastgezet (Hug, 2006).

Figuur I-4: Schuim op een aëratiebekken (bellengrootte van 1 à 10 cm), in B wordt er ingezoomd of figuur

A (Hug, 2006).

Figuur I-5: Schuim op een secundaire bezinktank, na het biologisch aëratiebekken. Het schuim bevat een

bruine kleur en heeft een diameter van 0.5 tot 2 mm. In figuur B wordt ingezoomd in figuur A (Hug,

2006).

Figuur I-6: Schuimlaag op anoxische reactors zowel voor figuur A als voor B. Het schuim op de figuren is

veel denser. Ze ontstaan waarschijnlijk door het effect van ‘rising sludge’ (Hug, 2006).

10

2.5. Problematiek en nuttige toepassingen

Schuimvorming in WZI is wereldwijd een pertinent probleem. In sommige installaties zal de

ongewenste schuimvorming snel optreden en verdwijnen, in andere is er blijvend schuim aanwezig

(Pugh, 1996). Men wil immers de schuimlaag vaak zo snel mogelijk bestrijden omdat het voor

operationele problemen kan zorgen door opname van actieve biomassa in de schuimlaag (Pujol et al.,

1991). De biomassa die nutriënten opneemt van het actief slib, is nu aanwezig in de schuimlaag

waardoor het niet meer of in mindere mate voorzien wordt van nutriënten. Het effluent is hierdoor van

mindere kwaliteit. Daarnaast kunnen meetelektroden, beluchtingsapparatuur en andere mechanische

onderdelen in de installatie beschadigd worden. Andere effecten zijn het ontstaan van geur, het

verspreiden van pathogenen, het mogelijk vastvriezen van het schuim en veiligheidsgevaren (Hug,

2006). Vaak is de schuimlaag echter al gevormd nog voor ze voorkomen kan worden.

Toch dient de schuimlaag niet steeds als afval of als negatief aanschouwd te worden. Zo kan het

schuim aangewend worden als isolator om energie te besparen (Samijn, 2011). De beluchtingsbekkens

dienen immers op een bepaalde temperatuur behouden te worden om de biologische activiteiten in het

slib te garanderen. In de winter dient het bekken opgewarmd te worden en in de zomer afgekoeld. De

schuimlaag kan hierin een belangrijke rol als isolator/warmtegeleider spelen. Op deze manier kan men

energie besparen in het aëratiebekken.

Daarnaast kan het schuim ook gebruikt worden als secundaire grondstof. Nutriënten uit de

afvalwaterzuivering kunnen zo gerecirculatieerd en hergebruikt worden. Men kan dus naast het

reduceren van het energieverbruik, het overmatig schuim afscheiden via schuimfractionatie. Dit is een

relatief goedkope en efficiënte techniek om nutriënten van het schuim te scheiden. Op deze manier kan

men het schuim controleren zonder extra gebruik van chemicaliën en met het herwinnen van

grondstoffen. Schuimvorming brengt nutriënten naar het oppervlak, eenmaal aan het oppervlak

ontstaat er aanrijking van het nutriënt door drainage en evaporatie (Sieprath, 2011; Zhang et al., 2010).

Afhankelijk van het influent kan men het proces in de hand werken om materialen te recupereren.

Naast het herwinnen van proteïnen (Brown et al., 1999; Chan et al., 2007; Linke & Berger, 2011) kan

men ook biosurfactanten recirculatieren uit het schuim. Processen die biosurfactanten produceren, zijn

momenteel economisch niet haalbaar en hebben lage opbrengsten (Mukherjee et al., 2006). Ze

herwinnen uit afvalwaterzuivering zou een mooi initiatief zijn en past in de tendens om afval als

grondstof te beschouwen. Mycolische zuren bieden hierin een toepassing (Sieprath, 2011). Ze zijn

aanwezig in de hydrofobe organismen, zoals bv. G. Amarae en worden beschouwd als hoogwaardige

lipiden (Lee et al., 2005). Naast hun gebruik als biosurfactant is er ook de mogelijkheid om ze

verwerken tot biodiesel (Steinbusch, 2010). Deze technologie bevat zeker potentieel aangezien het

volgens Sieprath (2011) ongeveer 0,30 euro per kg organisch afval zou kunnen opbrengen.

11

Daarnaast kan schuimvorming ook gebruikt worden in toepassingen buiten WZI. Het kan een

eenvoudige manier zijn voor het scheiden van producten. Een toepassing hierop is papier van zijn inkt

ontdoen omwille van papier recyclage. Vorming van een schuimlaag kan hier zorgen voor een

scheiding tussen de inkt en het herbruikbare papier (Luo et al., 2003).

Om de vaak ongewenste schuimvorming te gaan gebruiken als een nuttige toepassing, dient men meer

inzicht te krijgen in de verschillende invloedsfactoren van het vormingsmechanisme van schuim in

WZI alsook de beheersing ervan. Daarom worden in de volgende secties eerst de verschillende

invloedsfactoren besproken alsook de mogelijkheden om de schuimlaag te gaan beheersen.

3. Invloedsfactoren bij schuimvorming

3.1. Hydrofobe partikels/ bacteriën in schuim

De invloed van een hydrofoob partikel is afhankelijk van het surfactant-type, de partikelgrootte en de

concentratie. De hydrofobe partikels hebben een dubbele rol. Afhankelijk van hun hydrofobicteit

kunnen ze de stabiliteit van het schuim verhogen of verlagen. Enerzijds kunnen ze de stabiliteit

verhogen door de filmdrainage te verlagen omwille van een toenemende lamellae-viscositeit door de

aanwezige partikels. Anderzijds kunnen de partikels het schuim destabiliseren door het ‗bridging-

dewetting‘ mechanisme (zie Figuur I-7) waarbij een hydrofoob partikel de lamellae als het ware gaat

perforeren. De partikels stoten het water af door hun hydrofoob gedrag. Als de partikels te hydrofoob

zijn , zal er een opening ontstaan in de lamellae. Het schuim wordt gedestabiliseerd. Het

schuimpotentieel van verschillende oplossingen stijgt met het toenemend aantal gesuspendeerde

deeltjes (TSS). Met schuimpotentieel wordt het potentieel voor schuimvorming van een bepaald actief

slib weergegeven. Daarnaast kan men ook stellen dat de hydrofobe partikels oppervlakte-actief kunnen

zijn en zo de oppervlaktespanning reduceren, wat een stimulatie van schuimvorming veroorzaakt

(Binks, 2002; Blackall & Marshall, 1989; Heard et al., 2008; Holmberg et al., 2003; Soddell &

Seviour, 1990).

12

Figuur I-7 : ‘Bridging dewetting’ mechanisme. De lamellae wordt geperforeerd indien de partikels te

hydrofoob zijn (Clariant, 2009).

Micro-organismen in het actief slib kunnen als hydrofobe partikels optreden omwille van hun

structuur en worden in vele situaties als de oorzaak van schuimvorming aangewezen (de los Reyes Iii

& Raskin, 2002). Schuimvorming gaat hierbij vaak gepaard met de proliferatie van deze organismen.

De dominantie van bacteriën wordt gecreëerd door de volgende factoren: celverblijftijd, food-to-

micro-organisme-ratio en de opgeloste zuurstofconcentratie (Jenkins et al., 1980; Van Niekerk, 1988).

De filamenteuze bacteriën kunnen zich in de alsook vrijlevend in het systeem bevinden.

Laatstgenoemde blijken zelfs efficiëntere schuimvormers omwille van de hogere hydrofobiciteit

(Blackall et al., 1991; Jenkins et al., 2004; Petrovski et al., 2011). Deze bacteriën worden vaak in

grotere concentraties in het schuim aangetroffen dan in het actief slib (Hug, 2006).

Veel genoemde bacteriën zijn Gordonia spp., Microthrix parvicella en Nocardioform actinomycetes.

Gordonia spp. is extreem hydrofoob door de aanwezigheid van mycolische zuren in hun celwand (de

los Reyes Iii & Raskin, 2002; Kragelund et al., 2007; Minnikin, 1982; Stainsby et al., 2002; Stratton et

al., 2003). Microthrix parvicella is ook hydrofoob en heeft een competitief voordeel in de opname van

water onoplosbare vetten en lipiden (Mamais et al., 1998). Aan de lucht-waterinterfase is de

substraatconcentratie immers groter (Kjelleberg & Hermansson, 1984). De genoemde bacteriën zijn

vaak traag- groeiend (Hug, 2006; Jenkins et al., 2004).

Casey et al. (1992) suggereren dat schuimvorming bepaald wordt door de competitie voor substraat

tussen filamenteuze bacteriën en vlokvormende bacteriën die elk een verschillend denitrificatieproces

hebben. Er wordt gesteld dat de filamenteuzen nitraat omzetten tot nitriet, terwijl de vlokvormende

13

nitraat rechtstreeks omzetten naar stikstofgas. De koolstof/stikstof-verhouding in het influent en de

mate van denitrificatie kunnen hierbij de schuimvorming bepalen. Bij onvolledige denitrificatie kan

nitraat de aerobe substraatopname van de vlokvormende bacteriën inhiberen. Filamenteuze bacteriën

krijgen hierdoor een competitief voordeel, die hun in staat stelt verder te groeien. Een dalende aerobe

massafractie zorgt voor een toenemende druk op de nitrificeerders, met als gevolg een stijgende

ammoniakconcentratie. De proliferatie van de filamenteuzen wordt zo versneld (Casey et al., 1999;

Chen et al., 2010; Hug, 2006; Musvoto et al., 1999; Tsai et al., 2003). Dit kan zowel in het

aëratiebekken (door anoxische volumes) als in het sedimentatiebekken optreden.

Ondanks de vele studies is het niet duidelijk of de bacteriën op zich een rol spelen of dat het eerder de

gevormde exocellulaire polymerische substraten (EPS) of andere macromoleculen zijn die

schuimvorming veroorzaken (Barjenbruch & Kopplow, 2003; Forster, 1996). Hug (2006) en

Barjenbruch & Kopplow (2003) beweren dat de aanwezigheid van lange organische moleculen (EPS,

proteïnen,…) de reden van schuimvorming is. De moleculen zijn afkomstig van microbiële activiteiten

of van het afsterven van bacteriën. Dit is meteen ook de reden waarom membraanbioreactoren

gevoelig zijn voor schuimvorming. Moleculen worden door het membraan tegengehouden en gaan

zich ophopen. Schuimvorming wordt gestimuleerd. In Ganidi et al. (2009) blijkt dat in bepaalde

installaties de micro-organismen geen oorzaak zijn van het schuimen, maar dat ze wel kunnen

optreden als stabilisator in het schuim zelf (voornamelijk Gordonia en M. parvicella).

Daarnaast wordt in Hug (2006) aangetoond dat de M.parvicella niet gerelateerd is aan de variaties van

schuimvorming, wat veel andere onderzoeken tegenspreekt. Wel kan men hier zien dat de

Nocardioform actinomycetes gelinkt kan worden aan schuimvorming. Echter bewijzen de data in dit

onderzoek dat het niet één enkel organisme is dat verantwoordelijk is en dat het een complex

fenomeen is. Daarnaast wordt aangetoond dat in sommige installaties er altijd wel één van de

verdachte organismen aanwezig is in hoge concentratie, maar dat er desondanks geen schuimvorming

optreedt. Dit is bv. te wijten aan een lage surfactantconcentratie, die ook een rol zal spelen. In andere

situaties is het echter duidelijk dat de bacteriën niet noodzakelijk een rol spelen voor schuimvorming

en stabilisatie. Dit toont aan dat er naast de hydrofobe partikels nog andere factoren spelen.

Er dient bovendien opgemerkt te worden dat de invloed van bacteriële groei en schuimvorming vaak

bestudeerd wordt in batch reactors en pure culturen van organismen. Het is echter de vraag of

bepaalde factoren en bacteriën een relevante rol zullen spelen in een echte WZI.

3.2. Luchtbellen

De toevoer van luchtbellen zal zijn invloed hebben op de hoogte en de snelheid waarmee stabiel

schuim gevormd wordt. Voor het behoud van schuim dient de toevoersnelheid van lucht groter te zijn

dan de snelheid van de vloeistofdrainage (via massaflux) (Napolitano & Cicerone, 1999). Drainage is

14

het leeglopen van de lamellae. Het proces wordt aangedreven door de zwaartekracht en verhinderd

door hydrofobe partikels en oppervlakte-actieve deeltjes (Hug, 2006). Naarmate de

luchttoevoersnelheid opgedreven wordt, wordt er een hogere schuimhoogte bereikt en dit op kortere

termijn dan bij lagere luchtsnelheden (Li et al., 2010). De snelheid waarmee de luchtbellen stijgen,

blijkt een rol te spelen en wordt bepaald door de viscositeit van het actief slib, die op haar beurt

bepaald wordt door het drogestofgehalte van het slib. Hoe lager de stijgsnelheid is, hoe meer de

luchtbel kan beladen worden met oppervlakte-actieve stoffen en partikels (STOWA, 2010). De

stabiliteit en de dichtheid van schuim worden beïnvloed door de bellengrootte (Van Der Meeren,

2012). Hoe kleiner de luchtbellen, hoe stabieler en hoe groter de dichtheid van de schuimlaag.

Daarnaast kan gesteld worden dat de samenstelling van de luchtbellen ook een rol gaat spelen. In

aëratiebekkens zullen de luchtbellen voornamelijk gevuld zijn met O2 en CO2. In een sedimentatietank

is de kans groter dat ze gevuld zijn met N2. Het stikstofgas wordt geproduceerd in kleine gasbelletjes

en binnenin de vlok. Dit maakt ze zeer efficiënt als schuimvormers. Bovendien heeft de samenstelling

van de luchtbel een invloed op de gasdiffusie tussen de bellen. Gassen die goed oplosbaar zijn, geven

minder stabiele schuimen (bv. CO2). Hun transport doorheen de lamellae is te snel. Toevoeging van

kleine hoeveelheden minder goed oplosbare gassen (bv. N2) zorgen dus voor een stabilisatie

(Langevin, 2000, 2008).

Figuur I-8: Processen in de schuimlaag die zorgen voor destabilisatie: a) drainage of ‘pickering’, b)

disproportionering, c) coalescentie (STOWA, 2010).

De luchtbellen in het schuim kunnen breken door een opeenvolging van processen. Naast drainage

treedt het Ostwald-effect op, waarbij grote luchtbellen groter worden en kleine kleiner (ook wel

15

disproportionering genaamd (zie Figuur I-8)) . Dit gebeurt door gasdiffusie. Een laatste destabiliserend

effect is coalescentie (zie figuur i-8). Hierbij smelten twee luchtbellen samen, onder invloed van de

interne druk. De gevormde grotere bellen maken het schuim minder stabiel (Linke & Berger, 2011;

STOWA, 2010).

Door hun hydrofobe en morfologische eigenschappen kunnen hydrofobe partikels zich hechten aan de

luchtbellen en naar het wateroppervlak stijgen ( het luchtbel-partikel aggregaat bevat een lagere

dichtheid dan water), waar ze de oppervlaktespanning verlagen en stabiele schuimen stimuleren (Carr

et al., 2006; Davenport & Curtis, 2002; de los Reyes Iii & Raskin, 2002; Hug, 2006; Kragelund et al.,

2007; Mamais et al., 1998). Aan het oppervlak vinden drainage en evaporatie plaats waardoor de

concentratie van de partikels in het schuim toeneemt. Om deze reden verkrijgt men vaak hogere

concentraties van de organismen in het schuim dan in het actief slib zelf (Ho, 1991).

3.3. Surfactanten

Surfactanten kunnen zowel polymeren, vetten, oliën als biosurfactanten zijn. Elke stof die prefereert te

adsorberen op de lucht-water fase en een verlaging van de oppervlaktespanning te weeg brengt wordt

als oppervlakte-actief geklasseerd (Heard et al., 2008; Pugh, 1996). Surfactanten bezitten een

hydrofobe staart en een hydrofiele kop, waardoor ze amfifiel zijn en zich gemakkelijk op de lucht-

waterinterfase kunnen planten, waar ze de schuimlaag stabiliseren (zie Figuur I-1 b) (Vikingstad et al.,

2006).

Sommige surfactanten zijn aanwezig in het influent van de WZI (bv. detergenten), andere worden

gevormd worden door bacteriën als exocellulaire polymeren (Desai & Banat, 1997; Lemmer et al.,

2000; Pagilla et al., 2002; Reyes et al., 2010). De aanwezige surfactanten kunnen zowel

biodegradeerbaar als persistent zijn. De biodegradeerbare worden in de WZI afgebroken als

koolstofbron, de persistente bevorderen de schuimvorming (Heard et al., 2008; Ho, 1991).

Surfactanten spelen een rol in schuimvorming door een reductie van de oppervlaktespanning waardoor

de drainage en mogelijks ook de evaporatie gereduceerd worden (J. L. Nielsen et al., 2001). Heard et

al. (2008) stellen dat er bij een oppervlaktespanning lager dan 55 mN m-1

stabiele schuimen kunnen

gevormd worden. Als tweede effect zorgen ze voor een reductie van het Ostwald-effect. Als laatste

dient vermeld te worden dat de surfactanten voor een zelfstabiliserend mechanisme zorgen vanwege

het Marangoni-effect (zie Figuur I-9) (Schramm et al., 2003). Door verdunning van de waterfilm op

sommige plaatsen binnen de lamellae, ontstaat er een verlaging van de surfactantconcentratie op de

plaats van de verdunning. Dit betekent een verhoging van de oppervlaktespanning. Omwille van het

verschil in oppervlaktespanning bewegen de surfactanten naar de verdunning toe om dit verschil teniet

te doen. Bij deze beweging van de surfactanten wordt water meegenomen. De lamellae is hierdoor

meer rekbaar en de stabiliteit van de waterfilm ligt hoger. Schuim wordt zo gestabiliseerd en de

16

luchtbellen in het schuim zullen minder snel openbreken en dunner zijn (Jenkins et al., 2004). Er is

zelfs de mogelijkheid om extreem stabiele schuimen te maken door een onoplosbare adsorptielaag op

de water-lucht interfase te verkrijgen. Deze toepassing speelt in verschillende industrieën een rol

(Hug, 2006).

Figuur I-9: Het Marangoni-effect, verhoogt de stabiliteit van de schuimlaag (Clariant, 2009).

De hydrofobe staart van surfactanten beïnvloedt de oppervlakte-activiteit. Hoe langer de staart is , hoe

groter de reductie in de oppervlaktespanning. Anderzijds gaat er ook een deel van de mobiliteit

verloren bij het vergroten van de hydrofobe staart. Indien de mobiliteit te laag is, zal de surfactant de

interfase niet kunnen bereiken. Er dient dus een balans gevonden te worden (Beneventi et al., 2001).

Tenslotte dient wel vermeld te worden dat schuimvorming in WZI niet ontstaat door slechts één

surfactant, maar door een mengsel van verschillende componenten (Wegner & Hamburger, 2002).

Pugh (1996) stelt dat surfactantmengsels een synergetisch effect hebben.

Schuimvorming blijkt een complex fenomeen te zijn met vele uitzonderingen. Afhankelijk van situatie

tot situatie zullen verschillende factoren de bovenhand nemen. Zo wordt in Petrovski et al. (2011)

verwezen naar de rol van Bacillus subtilis, die in schuimende WZI algemeen voorkomt. Deze bacterie

is niet hydrofoob maar bezit de mogelijkheid om een surfactant te produceren die de

oppervlaktespanning drastisch kan verlagen (oppervlaktespanning van zijn cultuur medium was gezakt

van 66.6 nm M-1

tot 29.5 nm M-1

). De Bacillus subtilis komt maar in kleine concentraties voor in

schuim in WZI (omwille van zijn niet-hydrofobiciteit) en hoeft zelfs niet in grote hoeveelheden

aanwezig te zijn in de MLSS. De reden hiervoor is dat het zelfs met kleine geproduceerde

hoeveelheden een belangrijke rol kan spelen in de stabilisatie van schuim. Het geproduceerde

biosurfactant kan zelfs zijn invloed hebben bij concentraties die niet detecteerbaar zijn via high

performance liquid chromatography (HPLC) (<0.1 mg L-1

) (Petrovski et al., 2011). Dit onderzoek stelt

dus dat ook niet-hydrofobe bacteriën meespelen en dat hydrofobe bacteriën niet noodzakelijk zijn voor

schuimvorming. Surfactanten hebben hier de belangrijkste rol.

17

Daarentegen wordt in Heard et al. (2008) aangetoond dat een productie van biosurfactanten niet garant

staat voor schuimvorming. De surfactanten kunnen immers verwijderd worden uit het actief slib als ze

worden gebruikt als koolstofbron. Een tweede mogelijkheid is het neutraliseren van de biosurfactanten

door introductie van celbestanddelen (vooral ionische en zeer hydrofiele componenten), die aanwezig

zijn in het actief slib door het afsterven van de cellen en waardoor de oppervlaktespanning toeneemt.

Naast de fysisch/chemische rol kan een surfactant ook een biologische rol spelen. Men suggereert dat

de surfactanten de vetten emulgeren, hierdoor zijn de vetten beter beschikbare substraten voor de

Nocardioform organismen in vergelijking met de situatie zonder emulgatie. De verdachte organismen

van schuimvorming krijgen op deze manier betere groeiomstandigheden (Andreasen & Nielsen, 2000;

Bendt, 1989; Slijkhuis, 1983).

3.4. Relatieve vochtigheid

De relatieve vochtigheid speelt een rol in de hoogte van de schuimlaag. Bij een hoge relatieve

vochtigheid zal de vochtigheidsgradiënt klein zijn. Hierdoor zal relatief minder water verdampen en

meer water in het schuim blijven, waardoor de hoogte van het schuim toeneemt (Li et al., 2010).

Evaporatie speelt een belangrijke rol in schuimvorming (en ook in de warmtebalans). Schuimstabiliteit

wordt bepaald door de vochtigheidsgradiënt (Li et al., 2010). Of er effectief een verschil is tussen

evaporatie op een vrij oppervlak en een oppervlak met schuimlaag vormt een van de

onderzoeksvragen in deze masterproef. Naast de evaporatie op het oppervlak, treedt er ook evaporatie

op naar de luchtbellen in het schuim. Dit treedt enkel op als geen verzadiging is in de luchtbel (Talati

& Stenstrom, 1990).

3.5. Ontwerp WZI

De laatste jaren is er meer schuimvorming op WZI‘s dan voorheen. Dit kan te wijten zijn aan hoe deze

installaties worden opgesteld (Jenkins et al., 2004). In sommige opstellingen wordt het water uit de

beluchtingsbekkens en bezinkingstank verwijderd via een suboppervlak route (meer toegepast in

laatste jaren), waardoor het schuim gevangen blijft. Dit gekend fenomeen wordt ‗foam trapping‘

genoemd. Bij biologische schuimvorming worden de bacteriën opgenomen in het schuim. De

slibretentietijd (SRT) van het schuim met zijn aanwezige bacteriën verhoogt doordat het geïsoleerd is

van de rest van de WZI (gemiddelde cel verblijftijd (MCRT) van de bacteriën neemt toe). Vanwege de

verhoogde SRT kunnen ze beter groeien en het aanwezige actief slib blijven inoculeren (Hug, 2006;

Jenkins et al., 2004). Dit effect wordt nog versterkt wanneer het schuim via recirculatie (RAS) terug in

het systeem komt (zie Figuur I-10). Door water uit de bekkens te halen met behulp van een overloop

kan men schuimvorming vermijden (Cha et al., 1992).

18

Figuur I-10: Slibverwijdering van beluchtingsbekken en secundaire bezinkingstank via : a) suboppervlak

route met ‘foam trapping’, b) oppervlakroute zonder ‘foam trapping’.

De invloed van ‗foam trapping‘ kan ook gezien worden bij het gedrag van de hydrofobe G. amarae

die verschillende morfologische eigenschappen bezitten. De morfologie kan zowel filamenteus als

samengeklonterd in een compacte groep zijn. De omstandigheden bepalen de morfologische

eigenschappen. Afhankelijk van hoe het water uit het bekken verwijderd wordt, krijgt een bepaalde

morfologie een competitief voordeel. Bij een suboppervlak route blijken de filamenteuzen

bevoordeeld, zonder deze route heeft de bacterie in een compacte groep een voordeel.

Laatstgenoemden zullen dan eerder bezinken dan floteren. Naast de morfologische verschillen is er

ook een duidelijk verschil in hydrofobiciteit: de filamenteuzen zijn veel hydrofober. De neiging tot

schuimvorming is hier dus groter (Blackall et al., 1991; Jenkins et al., 2004).

Het type beluchtingsapparatuur blijkt ook een rol te spelen. Uniforme beluchtingsapparatuur blijkt een

slechtere invloed te hebben op M. parvicella dan een puntbron aëratie systeem (zoals bijvoorbeeld

mechanische oppervlakte beluchtingsapparaturen) (Jenkins et al., 2004).

3.6. Conclusie

Men kan besluiten dat het volledige schuimproces een complex fenomeen is dat ondanks de

verschillende redeneringen en hypotheses nog niet volledig begrepen is. Het ontstaat omwille van de

interacties tussen de verschillende directe en indirecte omgevingsomstandigheden (zie Tabel I-1)

(Stratton et al., 2003; Stratton et al., 2002). Als het volledige proces over de WZI beschouwd wordt,

onderscheidt men drie fasen: 1) ontwikkeling van actief slib met schuimpotentieel, 2)

schuimproductie, 3) verspreiding van de schuimlaag over de waterzuivering. De dynamische

eigenschappen van zowel de samenstelling van het afvalwater als de omgevingscondities in de WZI

19

bemoeilijken het begrijpen van het schuimproces en worden beschouwd als indirecte oorzaken, die

hun invloed hebben op directe oorzaken.

Indien men op het schuimproces zelf gaat focussen, kan men opnieuw 3 processen onderscheiden: 1)

schuimvorming, 2) schuimstabilisatie, 3) schuimdestabilisatie. De verschillende factoren (hydrofobe

partikels, luchtbellen, surfactanten, relatieve vochtigheid, ontwerp WZI, …) spelen een belangrijke rol

in deze processen maar in afwezigheid van één van deze is er nog steeds schuimvorming mogelijk. Bij

het ontbreken van hydrofobe partikels zal een onstabiele schuimlaag kortstondig ontstaan. Wanneer de

surfactanten dan weer niet aanwezig zijn, ontstaat er een vettige scum (zie I.2.1.). In afwezigheid van

ingeblazen lucht, kunnen de bacteriën gasmoleculen in het bekken brengen (bv. stikstofgas), waardoor

schuimvorming nog steeds mogelijk is.

Tenslotte kan men besluiten dat er veel discussie omtrent de rol van de bacteriën is. Volgens sommige

auteurs zijn de bacteriën de grootste oorzaak van schuimvorming, terwijl anderen beweren dat hun

geproduceerde moleculen van belang zijn. Daarnaast zijn er nog enkelingen die de bacteriën maar als

een klein deel van het geheel zien.

.

Tabel I-1: Schuimvorming is een fenomeen dat door verschillende directe en indirecte oorzaken

wordt veroorzaakt. Gebaseerd op STOWA (2010).

1. Schuimvorming

Gasvorming

Belvorming

Stijgsnelheid bellen

Belasting met

oppervlakte actieve

stoffen

2. Schuim-

stabilisatie

Oppervlakte

actieve stoffen

Hydrofobe deeltjes

3. Schuim-

destabilisatie

Evaporatie

Drainage

Coalescentie

Disproportionering

Temperatuur

Verblijftijd slib

Gasinbrenging

Viscositeit

pH

Type oppervlakte-

actieve stoffen

Concentratie

Viscositeit

Indirecte oorzaak Gevolg

(schuimproces)

Directe oorzaak

Ontwerp bekken: Aeratie

Mechanische

menging

Verwijdering

effluent

Hydraulische

patronen

Droge stofgehalte

Samenstelling

influent

Droge stofgehalte

20

4. Schuimbeheersing

Schuimcontrole kan zowel op een fysische, chemische als biologische manier gebeuren. De bedoeling

hier is om het schuim te controleren, niet om ze preventief tegen te gaan of volledig af te breken.

Reductie van de schuimlaag wordt al doorgevoerd in WZI. Maar daarnaast moet het ook mogelijk zijn

om de schuimlaag te stimuleren indien men het als isolator wil gebruiken. Dit is momenteel in WZI

zeker nog niet het geval.

4.1. Bepaling schuimpotentieel van actief slib

Om schuimcontrole te optimaliseren en te kwantificeren, is er nood aan een zekere drempelwaarde of

index. Aangezien het volledige schuimproces nog niet volledig begrepen is, is het echter moeilijk zich

te richten op één parameter. Verschillende onderzoeken hebben verschillende methodes en

verschillende parameters naar voor geschoven als referentie voor het schuimpotentieel van actief slib.

4.1.1. Mycolataconcentratiedrempelwaarde

Een drempelwaarde opgesteld door Davenport et al. (2008) baseert zich op een Mycolataconcentratie

waarbij schuimvorming zal optreden. Men maakt gebruik van de Fluorescence in situ hybridization

(FISH) methode voor het bepalen van de concentratie van Mycolata-bacteriën. Na vergelijking van

verschillende WZI waar er wel en geen schuimvorming optrad, werd een significant verschil in de

Mycolata-concentratie gevonden tussen beide. Op deze manier wordt een drempelwaarde opgesteld

voor het starten van schuimvorming (2.106 cellen . ml

-1 actief slib).

Deze methode wordt bekritiseerd aangezien deze veronderstelt dat alle Mycolata-cellen dezelfde

oppervlaktehydrofobiciteit en neiging tot schuimen vertonen. Bovendien wordt schuimvorming vaak

bepaald door verschillende bacteriën en hun interactie, waardoor een concentratie van één soort

bacterie niet van toepassing is. In sommige gevallen zullen ze zelfs geen rol spelen (Hug, 2006).

Daarnaast zijn er nog andere factoren die deze waarden beïnvloeden, zoals reactordesign, temperatuur,

pH, surfactantconcentratie, …(Ganidi et al., 2009; Hug, 2006; Jenkins et al., 2004; Kragelund et al.,

2007; Petrovski et al., 2011). Als laatste kan gesteld worden dat de FISH-methode enkel geldig is voor

het bepalen van metabolisch actieve cellen. Cellen die niet meer actief zijn, kunnen nog steeds

hydrofoob zijn maar zullen niet meegerekend worden in de FISH-methode. Desalniettemin spelen

deze ook een rol (Amann & Ludwig, 2000).

4.1.2. Beluchtingsmethode

Er wordt lucht aan een bepaald debiet ingeblazen in het mengsel voor een bepaalde periode, waarna de

maximale hoeveelheid schuim wordt gemeten. Afhankelijk van de methode zijn de periode en het

debiet van beluchting vastgelegd. Het is een relatief eenvoudige methode, die in een relatief korte tijd

21

kan uitgevoerd worden en resultaten geeft die kunnen vergeleken worden. Het grootste nadeel is het

gebruik van een speciale opstelling voor deze methode, het vindt dus niet in de WZI zelf plaats. De

methode zal dus niet steeds representatief zijn voor een echte WZI (de los Reyes Iii & Raskin, 2002;

Heard et al., 2008; Hug, 2006). De Alka-Seltzer test is hier de voornaamste en meest gebruikte

methode (Fryer et al., 2011; Oerther et al., 2001).

4.1.3. Oppervlaktespanningmeting

De gemeten oppervlaktespanning wordt hier in relatie gebracht met de schuimvorming. Een nadeel

hier is dat de hydrofobe partikels hierin ook een rol gaan spelen en vaak zorgen voor niet –

reproduceerbare resultaten (Fryer & Gray, 2012; Heard et al., 2008).

4.1.4. Celoppervlakhydrofobiciteit (CSH)-methode

Deze methode richt zich op de hydrofobiciteit van het actief slib. Het actief slib wordt in een

hydrofoob organisch solvent gebracht waardoor zijn hydrofobe elementen zich bewegen naar de

organische fase. Als de absorbantie van het actief slib voor en na de scheiding gemeten wordt, kan de

hydrofobiciteit van het actief slib bepaald worden. Het is een tijdrovende methode die het gebruik van

een UV-spectrofotometer vereist. Bovendien is hydrofobiciteit slechts één van de parameters in

schuimvorming (Hladikova et al., 2002; Kocianova et al., 1992; Torregrossa et al., 2005).

4.1.5. Foam Scum Index (FSI) methode

De methode maakt gebruik van on-site metingen van verschillende parameters (de bellengrootte en

kleur van de schuimlaag, schuimpotentieel aan de hand van een beluchtingstest, filament-index door

microscopische analyse, schuimbedekking over het gehele bekken, totaal aantal gesuspendeerde

deeltjes). In tegenstelling tot de andere methoden is deze wel gericht op verschillende parameters en

representatief voor een volledige WZI. De luchtmethode en de mycolataconcentratiedrempelwaarde

zijn in deze index verwerkt. Men moet hier gebruik maken van installaties waar er al schuim gevestigd

is. De index geeft via statistische analyse een gewicht aan elke parameter en bepaalt een totale index.

Deze index kan vergeleken worden voor verschillende WZI (Fryer & Gray, 2012).

Ondanks de vele verschillende methoden is er nog steeds geen standaardprotocol voor het bepalen van

het schuimpotentieel. Om schuimcontrole te optimaliseren, zou dit een grote stap voorwaarts kunnen

betekenen.

4.2. Fysische schuimcontrole

Als fysische mogelijkheden kan men gewoonweg het schuim op geregelde tijdstippen

wegschrapen, om zo het effect ‗foam trapping‘ (inoculatie van het schuim naar het actief slib) te

vermijden (Mamais et al., 2011). Zelfs als de bacteriën geen rol spelen kan men op deze manier

22

het schuim verwijderen en is het een goede oplossing om operationele problemen te voorkomen en

schuimcontrole te sturen. Men dient wel op te merken dat het verwijderde schuim niet in grote

hoeveelheden en op hetzelfde ogenblik mag verwerkt worden in bv. een anaerobe digester.

Schuimvorming wordt anders gewoon verplaatst in plaats van verwerkt (Hug, 2006).

Watersproeiers kunnen opgesteld worden boven het schuim voor het reduceren van het schuim

(Hug, 2006).

Daarnaast kan het schuim verwijderd worden door het te verwerken in een schuimfractionatie-

toestel. Op deze manier is het mogelijk schuim te verwijderen en het bovendien aan te wenden als

een grondstof (zie II.2.5).

Als laatste kan het gebruik van een Centrox-systeem besproken worden (zie Figuur I-11). Dit

systeem wordt verkocht door Merrem & La Porte. Het drijft op het bekken met centraal een cone.

Indien de schuimhoogte hoger wordt dan de hoogte van de cone wordt het schuim teruggebracht in

het slib via de centrale cone. Het zorgt voor schuimcontrole en daarnaast voor het inbrengen van

O2 onderaan in het bekken. De O2 is afkomstig van de lucht en de schuimlaag zelf. Tenslotte speelt

het ook een rol in het mixen van het slib (Merrem & La Porte, 2012). Door verhoging of

verlaging van de centrale cone kan men de hoogte van de schuimlaag kiezen. ‗Foam trapping‘

wordt tegengegaan en de schuimlaag kan op een vaste hoogte gehouden worden.

Figuur I-11: Het centrox-systeem. Het schuim wordt bovenaan met behulp van een cone, die centraal

aanwezig is, terug onderaan in het actief slib gebracht. Het schuim wordt zo verwijderd en daarnaast

wordt op deze manier ook zuurstof onderaan ingebracht (Merrem & La Porte, 2012).

23

4.3. Biologische schuimbeheersing

Biologische schuimbeheersing berust op de veronderstelling dat bacteriën of hun gevormde

producten de voornaamste factoren zijn in het schuimproces. Controle over de bacteriën betekent

dan controle over het schuim. Filamenteuze bacteriën kunnen slechts traag groeien en nemen dus

in hoeveelheid toe als de SRT verhoogt (Noutsopoulos et al., 2006). Door deze zo laag mogelijk te

houden, kan men de groei van filamenteuze bacteriën verhinderen. Bij een lagere SRT wordt

echter ook andere actieve biomassa aangetast, zoals bijvoorbeeld de nitrificerende bacteriën

(Mamais et al., 2011). Controle van de SRT is dus gelimiteerd door het nitrificatie/denitrificatie-

proces.

De pH vormt een andere mogelijke controleparameter. Bij een pH-waarde van 6,5 is er een

optimale groei van Nocardiaform-organismen. Bij afwijking van deze pH wordt het aantal

bacteriën fors gereduceerd. De gemiddelde pH van actiefslibsystemen is 7, door nitrificatie wordt

alkaliniteit verbruikt waardoor de pH licht daalt. De groeiomstandigheden voor Nocardioform

verbeteren (Jenkins et al., 2004). Te lage of te hoge pH zal naast de Nocardiaform ook de

nitrificerende bacteriën aantasten (Schoutteten, 2010). Op deze manier kunnen de nitrificatie en

denitrificatie processen stilgelegd worden, wat niet de bedoeling is.

Chen et al. (2010) stellen daarentegen dat in beluchte installaties voor de behandeling van de

dunne mestfractie van varkens, de schuimvorming gecontroleerd kan worden door het verzekeren

van een geschikte koolstof/stikstof-verhouding in het influent. Door de evolutie van de oxidatie-

reductie potentiaal op te volgen in het actief slib, kan men bepalen of de denitrificatie compleet is.

Zoniet is er een extra koolstofbron nodig voor complete denitrificatie. Incomplete denitrificatie

zorgt voor een opstapeling van nitraat, waardoor schuimvorming ontstaat vanwege een competitief

voordeel voor de filamenteuzen. Naast de schuimvorming bij onvolledige denitrificatie, kan men

ook schuimvorming creëren door een overmaat koolstofbron toe te voegen.

Een volgende biologische/ technische factor is het plaatsen van een selector voor het

aëratiebekken, waarin de condities zodanig ingesteld worden dat de filamenteuzen benadeeld

worden. De selector kan zowel aeroob, anoxisch als anaeroob zijn. Een aerobe selector blijkt

echter geen invloed te hebben op de schuimvorming (Cha et al., 1992; Jenkins et al., 2004), maar

blijkt wel een rol te spelen voor bulking (Daigger & Nicholson, 1990). De anoxische selector

blijkt een hulpmiddel voor denitrificatie maar verliest zijn positief effect op schuimcontrole

wanneer er ‗foam trapping’ en een recirulatiestroom van slib aanwezig zijn (Cha et al., 1992). De

anaerobe selector tenslotte kan een hulpmiddel zijn bij het verwijderen van fosfor en als

schuimcontrole. Laatstgenoemde wordt vaak als enige mogelijkheid beschouwd (Jenkins et al.,

24

2004). Maar ook hier faalt het systeem als er ‗foam trapping‘ en een recirculatiestroom van slib

aanwezig zijn (Jolis et al., 2007).

Als laatste kan men stellen dat men via de O2-concentraties enige controle kan behouden op het

schuim. Indien men het gehalte opgeloste zuurstof boven de twee mg l-1

kan houden, worden de

verdachte bacteriën onderdrukt. Hetzelfde geldt voor nutriënt-limiterende condities die de

filamenteuzen bevoordelen (Madoni & Davoli, 1993).

Er zijn duidelijk meerdere biologische mogelijkheden om schuimvorming te beheersen. Ze bieden

echter geen garantie op meer of minder schuim door de discussies omtrent de rol van bacteriën en de

onduidelijkheid over sommige factoren.

4.4. Chemische schuimbeheersing

Bij chemische schuimcontrole richt men zich op de verschillende oorzaken van schuimvorming. Dit

zijn enerzijds de micro-organismen en de door hun gevormde EPS moleculen, anderzijds de

luchtbellen van de schuimlaag. Na persoonlijke communicatie met bedrijven blijkt het dat meerdere

slibstalen in afzonderlijke testen op verschillende chemicaliën getest worden. Vervolgens wordt de

meest efficiënte gebruikt in de werkelijke WZI.

4.4.1. Beheersing van de biologie op basis van chemicaliën

Mamais et al. (2011) vergelijken verschillende chemicaliën bedoeld voor het reduceren van

filamenteuze schuimvorming, ontstaan door proliferatie van M. parvicella en/of Gordona amarae.

De vergelijking gebeurt op vlak van effectiviteit, toxiciteit, prijs en aantasting van andere actieve

biomassa. Kationische polymeren en polyaluminiumchloride (PAC) bleken het best in alle

aspecten. De chemicaliën zijn immers in staat om de morfologische eigenschappen van de

filamenteuze bacteriën te veranderen, hoogstwaarschijnlijk door neutralisatie van de negatief

geladen oppervlakken van de partikels/bacteriën. De neutralisatie zorgt voor een betere flocculatie

en toename in vlokgrootte. Daarnaast zullen de door de bacteriën gevormde polymeren, die

schuimvorming bevorderen, geneutraliseerd worden vanwege de toegevoegde chemicaliën (Ho,

1991; Pagilla et al., 2002). Dit alles bevordert de sedimentatie van het actief slib. Deze theorie

wordt bevestigd door Paris et al. (2005) en Roels et al. (2002).

De bacteriën worden op twee manieren aangepakt. Enerzijds zullen M. parvicella en Gordona

amarae gevangen worden binnenin de vlokken, waardoor hun toegang tot colloïdale substraten en

lipiden bemoeilijkt wordt. Indien de filamenteuze bacteriën ingebed zijn in de vlokken, kunnen ze

met het spuislib verwijderd worden. Naast de verbeterde flocculatie zal bij het toevoegen van

Polyaluminiumchloride de activiteit van de exo-enzymen (bv. lipase) gereduceerd worden

waardoor de substraat-opname geïnhibeerd wordt. Laatstgenoemde heeft voornamelijk effect op

25

M. parvicella (P. H. Nielsen et al., 2005). Een laatste effect is de afname van de hydrofobiciteit

van het slib naarmate het aluminiumgehalte in het slib toeneemt, wat op zijn beurt schuimvorming

belet (Paris et al., 2005).

Roels et al. (2002) stellen dat de nodigde hoeveelheid PAC (X )voor 75

tot 100 % reductie afhankelijk is van de samenstelling van het slib en de SRT:

(1)

Voor een SRT van 10 dagen betekent dit dus 6 g Al 3+

.(kg MLSS)-1

. De prijs voor PAC bedraagt

5,7 euro l-1

en voor kationische polymeren 2,6 euro l-1

. De kationische polymeren veroorzaken

geen extra slibproductie, PAC daarentegen zal een stijging van 3,3 g suspended solids (SS).(g Al3+

toegevoegd)-1

veroorzaken. Beide veroorzaken geen toxische effecten en zo blijven zowel de

nitrificatie als koolstofverwijdering intact. Na toevoeging van deze stoffen, groeien de

filamenteuzen snel terug (Juang, 2005). Indien er een goede balans wordt gevonden tussen

toevoeging van chemicaliën en schuimvorming, kan het schuim op een bepaald niveau behouden

worden.

In Lansky et al. (2005) wordt aangetoond dat verandering van seizoenen (en bijgevolg ook

temperatuur) geen of weinig invloed heeft op de effecten van de dosering van de chemicaliën. In

deze studie wordt wel vermeld dat bij toevoeging van de polyaluminiumzouten de hoeveelheid

filamenteuze bacteriën van type 0092, één van de verdachte organismen in schuimvorming,

toeneemt. Scuhimvorming kan op deze manier toch nog optreden. Er wordt ook gesteld dat een

reductie van schuim gepaard gaat met een reductie in SVI, oppervlaktelading en de totale

hoeveelheid EPS.

Een andere mogelijkheid als controle is chlorering. Deze is van toepassing bij Nocardiaform die

vrij voorkomt. Als de organismen zich in de vlokken bevinden zijn ze onbereikbaar voor het

toegevoegde chloor. Om deze vlokken open te breken, dient men hoge hoeveelheden chloor toe te

voegen. Ze reduceren de effluentkwaliteit en verminderen de verwerkingscapaciteit. Indien men

deze vlokken niet openbreekt, kunnen de filamenteuzen die ingebed zitten in de vlokken op latere

tijdstippen vrijkomen (uit de vlok) en schuimvorming opnieuw stimuleren.

Veel effectiever dan chlorering is het besproeien van het schuim met een nevel van chloor. In een

korte tijd wordt het Nocardiaformschuim vernietigd zonder verlies aan verwerkingscapaciteit of

effluentkwaliteit. Er wordt een chloor dosis van 0.5 tot 1 mg Cl2 l -1

gebaseerd op het

afvalwaterstroom ingebracht. Enkel de Nocardiaform-organismen aan het oppervlak worden

26

vernietigd. Er kan ook gechloreerd worden met NaOCl. Er dient voorzichtig omgesprongen te

worden met deze stoffen, aangezien ze bij verspreiding gevaarlijk en corrosief zijn. Bovendien kan

er bij het gebruik van NaOCl neerslag gevormd worden door reactie met water (Jenkins et al.,

2004).

4.4.2. Invloed op het schuim zelf

Naast chemische stoffen die een invloed hebben op de bacteriën, kunnen er ook chemische elementen

worden toegevoegd die rechtstreeks op het schuim inwerken.

Oliedruppels blijken zeer goede schuimdestabilisatoren. De grootte van de oliedruppel blijkt hierin

een grote rol te spelen. Indien de druppels kleiner zijn dan 5µm spelen ze geen rol meer (Basheva

et al., 1999). Grotere druppels zullen in de lamellae intreden en voor een destabiliserend effect

zorgen, onder andere door het ‗bridging-dewetting‘-mechanisme. Het destabiliserend effect van

deze chemicaliën is groter dan het stabiliserend effect. Indien men de olie samen met hydrofobe

partikels als mengsel gaat toevoegen krijgt men een groter effect. De oliedruppels gebruiken het

hydrofobe partikel als carrier. Ze hebben een destabiliserend en destructief effect. Het precieze

werkingsmechanisme is echter nog niet gekend (Pugh, 1996). Polydimethylsiloxaan is een

voorbeeld van dit soort mengsels. Afhankelijk van de viscositeit is het schuimstimulerend of

schuimreducerend (Ross, 1996).

Amfotere surfactanten daarentegen kunnen optreden als schuimstimulator. Ze zorgen enerzijds

voor een verlaging van de oppervlaktespanning, anderzijds voor reductie van de mobiliteit van

schuimafbrekende stoffen naar de lucht-waterinterfase. Een voorbeeld hiervan is betaïne die de

werking van de oliedruppels tegenwerkt. Het mechanisme hiervan is nog niet volledig begrepen

(Basheva et al., 1999).

Het toevoegen van zouten is een ander voorbeeld van schuimstimulatie. Het kan een verhoging

van de stabiliteit van het schuim teweeg brengen. De toegevoegde zouten verhogen de surfactant

critical packing parameter (CPP). Deze toont aan hoe dicht de surfactanten tegen elkaar kunnen

zitten op de interfase. Door toename van de CPP kunnen er meer surfactanten in het schuim

terecht komen. Het schuim bevat dan een hogere oppervlakte-elasticiteit en viscositeit.

Schuimtoename kan optreden (Holmberg et al., 2003).

Zhang et al. (2010) stellen dat een mengsel van polyoxyethyleen glycerine ether (PGE) en

cetyltrimethyl ammonium bromide (CTAB) als schuimstimulator kan gebruikt worden. Door de

relatieve toename van CTAB in het mengsel, stijgen de ionische sterkte en viscositeit van dit

mengsel. Er wordt waargenomen dat er meer schuimvorming optreedt bij toenemende ionensterkte

omwille van een verlaagde oppervlaktespanning. Dit onderzoek gebruikt het mengsel om bovine

27

serum albumine (BSA) te recirculatieren via schuimfractionatie. Het is echter niet duidelijk of het

mengsel dezelfde invloed zal hebben op schuimen die zich in WZI bevinden.

Een laatste mogelijkheid voor schuimstimulatie is gebaseerd op het eiwitgehalte van de EPS. In

membraanbioreactoren wordt door Di Bella et al. (2011) aangetoond dat naarmate het eiwitgehalte

van de EPS toeneemt, de schuimvorming ook toeneemt (in afwezigheid van filamenteuze

bacteriën). Gelijkaardig onderzoek in WZI is nog niet uitgevoerd. Maar indien deze factor ook een

grote rol zal spelen in WZI, kan men het eiwitgehalte gaan opdrijven en schuimcontrole uitvoeren.

In Massé et al. (2006) wordt aangetoond dat bij een stijgende SRT, de EPS-concentratie daalt

(Ahmed et al., 2007). Anderen beweren dan weer het tegenovergestelde (Ng & Hermanowicz,

2005). En tenslotte zijn er ook nog bronnen die beweren dat de SRT geen rol speelt bij MBR.

Daarnaast kan de invloed op een WZI verschillend zijn, hoewel Ng & Hermanowicz (2005)

waarnemen dat dalende SRT ook voor een dalende EPS zorgt in WZI (Massé et al., 2006).

5. Energierecuperatie

Het energieverbruik in de wereld blijft steeds toenemen en door een gebrek aan grondstoffen is men

verplicht op zoek te gaan naar energiezuinige processen of processen waarbij een deel van de energie

gerecupereerd wordt. Warmtepompen kunnen hier als een deel van de oplossing gesteld worden

aangezien ze vaak een economisch interessante oplossing bieden. Ze kunnen gebruikt worden in zowel

commerciële, industriële als residentiële toepassingen. Men dient dus te trachten de warmtepompen

toe te passen op processen waar normaal gezien andere energieopwekkende voorzieningen zijn,

bijvoorbeeld verbranding van fossiele brandstoffen (Samijn, 2011). Evenzeer dient men op zoek te

gaan naar nieuwe warmtebronnen voor het toepassen van een warmtepomp.

Een mogelijkheid hierin is de biologische restwarmte van een WZI zoals bv. een mestverwerking

(Samijn, 2011). Het gebruik van warmtepompen in WZI wordt veel potentieel toegeschreven

(Verstraete & Vlaeminck, 2011). De overbodige warmte van het effluent wordt in sommige WZI al

gebruikt (Frijns et al., 2013). In voorgaande studies wordt vooral gefocust op het effluent, maar

hiernaast kan ook warmte onttrokken worden van het actief slib. Het bekken dient binnen bepaalde

temperatuur grenzen te blijven voor een optimale werking (25 à 30 °C) (Carrera et al., 2003).

Warmtepompen zouden de energieopwekkende voorzieningen dus kunnen vervangen. De schuimlaag

als isolator kan hierin ook een belangrijke rol vertolken. In het werk van Samijn (2011) werden de

verschillende mogelijke warmtepompen besproken als ook een model voor de bepaling van de

temperatuur van een aëratiebekken met schuimlaag opgesteld. Eerst wordt dieper ingegaan op het

mestverwerkingsproces en de mogelijke rol van de schuimlaag om nadien de warmterecuperatie uit de

biologische restwarmte te bespreken.

28

5.1. Mestverwerkingsproces

Mestverwerking kan op verschillende uiteenlopende manieren gebeuren; van eenvoudige scheiding in

een vaste en vloeibare fractie met inzet van één techniek, tot bijvoorbeeld het vergisten en verbranden

van mest met complexe combinaties van technieken (Samijn, 2011). De gebruikte techniek is sterk

bepalend voor de producten en afvalstromen die ontstaan en de mogelijkheden om deze af te zetten.

Het verwerkingsproces is afhankelijk van de samenstelling van de mest.

Deze thesis beperkt zich eerder tot mestverwerking via biologische koolstof- en stikstofverwijdering,

na de scheiding van ruwe mest in een vaste en vloeibare fractie via een centrifuge (Debruyne, 2008),

hoofdzakelijk geproduceerd door vleesvarkens. De gemiddelde samenstelling van de dunne fractie

wordt weergegeven in Tabel I-2. De waarden van de praktijkgegevens kunnen sterk variëren

afhankelijk van het voeder, de leeftijdscategorie, het huisvestingssysteem,…

Tabel I-2: Gemiddelde samenstelling in Vlaanderen van de dunne fractie van drijfmest geproduceerd

door vleesvarkens (Gino, 2006).

Karakteristiek waarde

Droge stof (g.kg-1

mest) 37

N-totaal(g. kg-1

mest) 6

P2O5(g.kg-1

mest) 1

K2O (g.kg-1

mest) 5,1

C/N ratio 4,6

Effectieve OS (g.kg-1

mest) 22

Voor het verwerkingsproces via beluchting brengt men de vloeibare mest in een aëratiebekken. De

bacteriën die aanwezig zijn in de mest, zetten de organische componenten om in CO2 en H2O.

Daarnaast zal er ook nitrificatie optreden, waarbij ammonium wordt omgezet in nitraat. Vervolgens

wordt hetzelfde mestwater ook in een anoxisch milieu gebracht, waar andere bacteriën het nitraat weer

omzetten in N2 (Pronk, 2001).

5.2. Warmterecuperatie

Over het gehele mestverwerkingsproces (zie Figuur I-12) kan verwacht worden dat het

beluchtingsbekken het eenheidsproces met hoogste temperatuur in het volledige proces is. Dit is te

wijten aan de exotherme biologische omzetting. Deze stap in het proces is dus geschikt voor warmte af

te nemen wanneer mogelijk en het isolerend vermogen van de schuimlaag op te drijven wanneer het

bekken te koud is.

29

Figuur I-12: Actief slib systeem met anaerobe en aerobe zones (F. Burton & Tchobanoglous, 1992).

De overbodige warmte in het aëratiebekken kan opgenomen worden door een warmtepomp. Dit is een

geschikte techniek om warmte-energie in een vloeibaar medium efficiënt te gaan gebruiken. Het is een

techniek die warmte verplaatst door middel van arbeid. Volgens de tweede hoofdwet van

thermodynamica is dit enkel mogelijk door het toevoegen van arbeid. De arbeid kan zowel door

mechanische als warmte-energie geleverd worden. Deze nodige arbeid wordt verwerkt in de

‗coëfficiënt of performance‘ (COP), welke de efficiëntie van de warmtepomp uitdrukt (Fernandez et

al., 2010):

(2)

met:

bruikbare hoeveelheid warmte – energie geleverd door

de condensor

hoeveelheid energie verbruikt door de compressor

Voor een warmtepomp in een WZI zijn er aanpassingen nodig. Een voorbeeld hiervan is de noodzaak

om een filter te plaatsen om onzuiverheden te verwijderen (zie Figuur I-13)(Zhao et al., 2010). De

warmte van het actief slib kan nu uitgewisseld worden met een waterstroom in de warmtewisselaar

zonder verstopping.

30

Figuur I-13: Voorbeeld van aansluiting van een warmtepomp op een WZI. Een zuiveringssysteem

verwijdert de grote partikels van het slib (Zhao et al., 2010).

6. Doelstelling van de masterproef

Men kan besluiten dat schuimvorming een complex fenomeen is dat niet steeds als nadelig dient

beschouwd te worden. Daarenboven blijkt dat warmterecuperatie uit beluchtingsbekkens en effluent

van WZI veel potentieel wordt toegeschreven én een opkomende techniek is. In de warmterecuperatie

van WZI kan de schuimlaag een belangrijke rol gaan spelen als isolator. Naast warmte binnenin het

bekken te behouden, kan het ook een te onttrekken warmteoverschot creëren. Het is de doelstelling

van deze thesis om het model dat eerder opgesteld werd door Samijn (2011) te verbeteren waar

mogelijk m.b.t. schuim als isolator en experimenteel werk te verrichten rond schuim om het

warmteoverschot te maximaliseren. In dit experimenteel werk wordt eerder de nadruk gelegd op zijn

mogelijke rol als isolator en de processen die hieromtrent plaatsvinden dan andere fyisco-chemische

eigenschappen ervan.

31

II. Model In het volgende deel wordt een model beschreven voor de bepaling van de temperatuur van een

aëratiebekken. Aan de hand van deze bepaling kan men ook vaststellen hoeveel warmteoverschot nog

aanwezig is in het bekken en hoever de mogelijkheden van warmterecuperatie uit het aëratiebekken

via een warmtepomp reiken. Het biologisch proces wordt hier als warmtebron voor de warmtepomp

aanzien (Samijn, 2011). In dit onderzoek ging op zoek naar mogelijke optimalisering of uitbreiding

van het bestaande model en hun invloed op het warmteoverschot in het aëratiebekken.

Het bestaande model werd opgesteld aan de hand van een warmtebalans over het bekken door Samijn

(2011) en toont gelijkenissen met Gillot & Vanrolleghem (2003); Lippi et al. (2009); Makinia et al.

(2005). Eerst worden de verschillende componenten van de huidige warmtebalans besproken, waarna

we op zoek gingen naar mogelijke aanpassingen van het model. Tenslotte worden ook de

modelparameters besproken. Er wordt hier meer uitleg gegeven over de installatie onder studie en de

nodige meteorologische gegevens. Er dient vermeld te worden dat het model ook toepasbaar is op

andere installaties. Het doel is om zoveel mogelijk overbodige warmte te recupereren en de

schuimlaag hiervoor zoveel mogelijk als isolator te gebruiken. Voor de simulaties werd steeds het

softwarepakket Matlab, editie R2010a gebruikt.

1. Warmtebalans

Als men een bekken veronderstelt dat volledig gemengd is, kan een warmtebalans opgesteld worden

om de temperatuur te bepalen. Voor de simulaties werden steady-state omstandigheden verondersteld.

In vergelijking 3 is de netto-warmte-uitwisseling van het bekken met de omgeving. Aan de hand

van kan men de temperatuur van het afvalwater in het aëratiebekken bepalen :

(3)

met:

netto- warmte-uitwisseling van het bekken met de omgeving

soortelijke massa van het afvalwater

specifieke warmtecapaciteit van het afvalwater

debiet van het afvalwater

temperatuur van het influent in het aëratiebekken

temperatuur van het afvalwater in het aëratiebekken

32

Om laatstgenoemde vergelijking te kunnen oplossen (naar Tw), dient bepaald te worden. Hiervoor

maakt men gebruik van een warmtebalans. De positieve en negatieve termen duiden respectievelijk op

warmteverlies en warmtewinst (Samijn, 2011). De formules van de componenten van de warmtebalans

worden weergegeven in bijlage 1.

(4)

met:

netto- warmtewinst door langgolvige straling

netto-warmteverlies door verdamping

netto-warmteverlies door convectie aan het oppervlak

netto-warmteverlies door advectief warmtetransport

netto-warmteverlies door conductie en convectie via de bekkenwanden

en de bekkenbodem

netto-warmteverlies door aëratie

netto-warmtewinst door biologische reactie

netto-warmtewinst door energie-input afkomstig van de pompen

netto–warmtewinst door zonnestraling

Warmte-extractie door warmtepomp/warmtewisselaar

Warmtetransfers aan het oppervlak van het bekken zijn langgolvige straling, verdamping en convectie

en hierop heeft schuim een sterke invloed. Voor deze warmtetransfers maakt men gebruik van de

oppervlaktetemperatuur van het schuim en niet deze van het bekken. Aangezien de schuimtemperatuur

lager zal zijn dan de temperatuur van het aëratiebekken, zullen de warmtetransfers aan het oppervlak

lager liggen (zie Figuur II-1). De eigenschappen van de schuimlaag beïnvloeden de

oppervlaktetemperatuur en dus ook de oppervlaktewarmtetransfers. De andere warmtetransfers zijn

onafhankelijk van de wateroppervlaktetemperatuur.

33

De warmte die door deze drie mechanismen (straling, verdamping en convectie) aan het oppervlak

getransfereerd wordt, dient eerst door de schuimlaag te gaan. Bij veronderstelling van

eendimensionaal warmtetransport aan het oppervlak bekomt men de netto-warmtetransfer door het

schuim ( ). Het is de som van alle aanwezige oppervlaktewarmtetransfers.

(5)

De warmtetransfer door de schuimlaag kan ook bepaald worden als gold het een conductie door de

schuimlaag:

(6)

met:

dikte van de schuimlaag

schijnbare thermische geleidbaarheid van de schuimlaag

contactoppervlak tussen water/schuim en lucht

oppervlaktetemperatuur van de schuimlaag

Met behulp van vergelijking 5 en 6 kan men bepalen:

(7)

water schuim

T

omgeving

Figuur II-1: Temperatuurprofiel van een aëratiebekken in de aanwezigheid van een schuimlaag. De

oppervlaktetemperatuur wordt bepaald door de eigenschappen van de schuimlaag. toont mogelijke

temperatuurprofielen in het schuim aan.

positie

34

2. Biologische reactiewarmte

2.1. Inleiding

De biologische reactiewarmte is één van de componenten van de warmtebalans. Omdat het bekken

onder studie hoog belast is, wordt op deze component dieper ingegaan. Het influent van het bekken

bestaat uit ongeveer 30 kg COD.m-3

en bevat een koolstof/stikstof-verhouding van 4,6. Omwille van

deze hoge belasting zal er heel wat metabolische activeit in het bekken plaatsvinden. Samen met deze

biologische activiteiten gaat er warmteproductie gepaard, die in het model dient verwerkt te worden.

In het model van Samijn (2011) wordt enkel de warmte bij koolstofverwijdering (14 MJ. (kg koolstof

geoxideerd)-1

volgens Aulenta et al. (2002)) in het model verwerkt. Omwille van de grote

hoeveelheden stikstof in mest was het van belang een inzicht te verkrijgen in de warmte die vrijkwam

tijdens nitrificatie en denitrificatie. De nodige of vrijgekomen energie werd bepaald door het

enthalpieverschil tussen de reactieproducten en de reagentia:

∑

(8)

met:

de enthalpie van de reactie- of de reagentiaproducten

het aantal mol van component i

standaardenthalpie van component i

Negatieve ΔH wijst op een exotherme reactie, een positieve op een endotherme. Om vergelijking 8 op

te lossen, diende men eerst de reactie- en reagentiaproducten te bepalen via stoichiometrische

vergelijkingen. In deze vergelijkingen moest men de aanmaak van de biomassa incalculeren. Een deel

van de elektronen, aangebracht door de elektronendonor, werden gebruikt voor anabolisme, de rest

voor katabolisme (Verstraete, 2010). Eerst werd de reactiewarmte van koolstofoxidatie bepaald om de

waarde van het model van Samijn (2011) te bevestigen. Vervolgens werd de reactiewarmte van

nitrificatie en denitrificatie bepaald. Tenslotte kon men besluiten of het nuttig is om de warmte die

vrijkomt bij stikstofverwijdering in rekening te brengen in het model van Samijn (2011), aangezien in

zijn model enkel koolstofoxidatie in rekening is gebracht.

Als de metabolische reactiewarmte gekend was, was het mogelijk om de totale reactiewarmte in het

bekken te bepalen met behulp van volgende formule:

(9)

met:

35

afbreekbare fractie van de organische stof

energie-inhoud van de organische stof 14

concentratie aan organische stof in het influent

2.2. Koolstofoxidatie

Voor het berekenen van de reactiewarmte bij koolstofoxidatie werd er gebruik gemaakt van de

stoichiometrische vergelijkingen van Verstraete (2010). Voor de vergelijkingen op te stellen, werd

methanol als elektronendonor verondersteld:

(10)

Een deel van de elektronen wordt opgenomen door O2 als elektronenacceptor (fe = 0,65), een ander

gedeelte bij celsynthese (fs=0,35) (Verstraete, 2010). De overeenstemmende halfreacties voor

katabolisme en anabolisme worden respectievelijk gegeven door:

(11)

(12)

Als totaalreactie, genormaliseerd naar één mol , bekwam men:

(13)

De celopbrengstcoëfficiënt bedroef hier 0,37 g biomassa.(g methanol)-1

. Deze waarde speelt een

belangrijke factor in het bepalen van de reactiewarmte. Nu de stoichiometrische vergelijkingen gekend

zijn, kon men de warmtebalans opstellen van de koolstofverwijdering. Met behulp van vergelijking 8

en de vormingsenthalpieën uit bijlage 2 kon men concluderen dat bij koolstofoxidatie 15 MJ.(kg

koolstof geoxideerd)-1

vrijkomt. De reactiewarmte van Samijn (2011) werd op deze manier bevestigd.

2.3. Nitrificatie

Nitrificatie is een aeroob proces dat uitgevoerd wordt door autotrofen in het aeroob gedeelte van het

bekken. Bij autotrofe nitrificatie is ammonium de elektronendonor:

36

(14)

Een deel van de elektronen wordt opgenomen door O2 als elektronenacceptor (fe = 0,918), een ander

gedeelte bij celsynthese (fs=0,082) (Verstraete, 2010). De overeenstemmende halfreacties voor

katabolisme en anabolisme worden respectievelijk gegeven door:

(15)

(16)

Als totaalreactie, genormaliseerd naar één mol , bekwam men:

(17)

De celopbrengstcoëfficiënt bedroeg hier 0,26 g biomassa.(g N)-1

. Met behulp van vergelijking 8 en de

vormingsenthalpieën uit bijlage 2 kon men concluderen dat bij autotrofe nitrificatie 17 MJ.(kg N

geoxideerd)-1

vrijkomt. Als controle op de berekening werd gezocht naar nitrificatie waarden in de

literatuur (Tabel II-1). Men nam waar dat de berekende 17 MJ.(kg N)-1

een relatief lage waarde was

ten opzichte van de andere, maar dat de grootte-orde ongeveer klopte. Er is dus een mogelijkheid dat

deze exotherme warmte hoger zal oplopen. Een verschil in celopbrengstcoëfficiënt kon een oorzaak

zijn van verschillende reactiewarmtes. Sharma & Ahlert (1977) veronderstellen een theoretische en

experimentele celopbrengstcoëfficiënt van respectievelijk 0,29 en 0,04-0,13 g biomassa.(g N

geoxideerd)-1

voor Nitrosomonas. Opmerkelijk was het verschil tussen de theoretische berekeningen

zonder rekening te houden met de biomassa. In deze artikels werd dezelfde vergelijking opgesteld,

maar een andere reactiewarmte bekomen.

37

Tabel II-1: In onderstaande tabel worden verschillende nitrificatiewarmtes uit de literatuur weergegeven.

Links wordt de vrijgekomen warmte weergegeven, in het midden de omstandigheden over hoe deze

waarde wordt bekomen, rechts de bron.

Warmte

[MJ .(kg N)-1

]

Omstandigheden Bron

19,87 Nitrificatiewarmte bepaald aan de hand van

celopbrengstcoëfficiënten en verbruikt O2 . In de algemeen

opgestelde vergelijking bekomt men een

celopbrengstcoëfficiënt van 0,17 g biomassa.(g N

geoxideerd)-1

.

C. H. Burton (1992);

Evans et al. (1982);

Sharma & Ahlert

(1977)

29,2 Een theoretische berekening, celopbrengst is niet in

rekening gebracht.

Hagopian & Riley

(1998)

25 Theoretische berekening, celopbrengst is niet in rekening

gebracht. Ammonium oxiderende bacteriën zetten amonium

om tot nitriet. Nitriet oxiderende bacteriën oxideren nitriet

tot nitraat.

Schoutteten (2010)

23,59 De nitrificatiewarmte wordt bepaald aan de hand van een

calorimeter. De calorimeter wordt gevuld met slib van een

WZI in Varese. Vervolgens wordt ammoniak in gekende

concentraties toegevoegd. De omstandigheden zijn niet

substraat limiterend (O2 en N-NH4+).

Daverio et al. (2003)

21,67 De vrijgestelde warmte wordt door een calorimeter bepaald.

De warmte is berekend gebruik makende van Nitrobacter

en Nitrosomonas, bij niet-limiterende omstandigheden (O2

en N-NH4+).

Laudelout et al. (1968)

2.4. Denitrificatie

Daarentegen is denitrificatie een heterotroof anoxisch proces waarbij vaak een elektrondonor dient

toegevoegd te worden zoals bijvoorbeeld methanol of glycerol. Het vindt plaats in het anoxisch

bekken. De stoichiometrische vergelijking voor heterotrofe denitrificatie hangt af van de koolstofbron.

In het volgende is zowel de vergelijking voor denitrificatie met methanol als met glycerol als

elektronendonor uitgewerkt (Verstraete, 2010).

Voor methanol als elektronendonor geldt:

38

(18)

Rekening houdend met de factors fe en fs , respectievelijk 0.67 en 0.33 (Bill et al., 2009), bekwam

men voor de elektronenacceptor:

(19)

Voor celsynthese:

(20)

Welke in totaal gaf, genormaliseerd naar 1 mol :

(21)

Voor glycerol geldt dezelfde redenering. Na normalisering naar één mol bekwam men:

(22)

Met behulp van vergelijking 8 kon men concluderen dat voor heterotrofe denitrificatie ongeveer 40

MJ.(kg N)-1

vrijkwam, onafhankelijk van de toegevoegde koolstofbron (40,5 MJ.(kg N)-1

voor

methanol en 39,5 MJ.(kg N)-1

voor glycerol). Als de koolstofbron extern wordt toegevoegd dient dit in

rekening gebracht te worden, want op deze manier voegt men energie toe aan het bekken. Als de

energie voor de externe koolstofbron in rekening werd gebracht bekwam men voor methanol 20,4

MJ.(kg N)-1

en voor glycerol 15,9 MJ.(kg N)-1. Opnieuw werd er op zoek gegaan naar

denitrificatiewarmtes in de literatuur (zie Tabel II-2). In de literatuur zijn de denitrificatiewarmtes zeer

uiteenlopend, dit kan te wijten zijn aan de omstandigheden waarin ze bepaald worden en hun

koolstofbron. De verhouding tussen nitrificatie en denitrificatie (17 versus 40 MJ.(kg N)-1

, verhouding

van ongeveer twee) wordt bevestigd door van Loosdrecht et al. (2008). Hier wordt aangetoond dat de

invloed op de warmtebalans van denitrificatie ongeveer twee keer zo groot is als deze van nitrificatie

(nitrificatie en denitrificatie zijn verantwoordelijk voor respectievelijk 4 en 8°C).

39

Tabel II-2: In onderstaande tabel worden denitrificatiewarmtes weergegeven uit de literatuur. Er dient

opgemerkt te worden dat deze zeer uiteenlopend zijn. De omstandigheden van de berekening bleken hier

nog meer uiteenlopend dan bij nitrificatie.

Warmte

(MJ (kg N)-1

)

Omstandigheden Bron

50-64,29 De denitrificatiewarmte van de Pseudomonas fluorescens

wordt bepaald via een calorimeter. De koolstofbron is

glucose.

Samuelsson et al.

(1988)

20- 35 De biomassa bron is gemeentelijk afvalwater. Ethanol (als

koolstofbron) en NO-3

worden toegevoegd. De

warmteproductie wordt bepaald via micro-calometri.

Buttiglieri et al. (2005)

2.5. Besluit

Men kon besluiten dat er bij oxidatie van één kg koolstof ongeveer 14 à 15 MJ vrijkomt. Bij

nitrificatie was deze restwarmte vergelijkbaar, namelijk 17 MJ.(kg N geoxideerd)-1

. Bij het

denitrificatieproces in het anaeroob bekken kon de restwarmte onafhankelijk van de koolstofbron veel

hoger oplopen. Er werd hier een restwarmte van ongeveer 40 MJ.(kg N)-1

bekomen (40,5 MJ.(kg N)-1

voor methanol en 39,5 MJ.(kg N)-1

voor glycerol). Aangezien het model enkel voor het aeroob

gedeelte van het bekken opgesteld is, voegt men enkel de nitrificatiewarmte toe. Bij een belasting van

30 kg COD. m-3

influent en een koolstof/stikstofverhouding van 4,6 bekwam men naast de grote

hoeveelheden COD ook 6,5 kg N. m-3

influent. De nitrificatiewarmte, die vrijkwam bij metabolische

activiteiten zorgde voor een toename van 20 % van de component van de biologische restwarmte

(enkel metabolische warmte van koolstofoxidatie). Toevoegen van de nitrificatiewarmte was dus zeker

een meerwaarde. Bovendien kon het model uitgebreid worden naar het volledige bekken (aeroob en

anoxisch gedeelte) door de berekende denitrificatiewarmte. Bij toevoeging van de denitrificatiewarmte

en de veronderstelling dat methanol als koolstofbron gebruikt wordt, kon de component van de

biologische restwarmte nog verder oplopen (88 %). Om het model te gebruiken dienen eerst de

modelparameters vastgelegd te worden, hiervoor werd een mestverwerkingsinstallatie onder studie

genomen.

3. Modelparameters

3.1. Mestverwerkingsinstallatie onder studie

Het grondplan van de mestverwerkingstinstallatie staat gegeven in bijlage 3. De dunne fractie van

mest wordt verwerkt door middel van biologische koolstof- en stikstofverwijdering. Het influent van

40

de installatie bedraagt 30 kg COD. m-3

influent en een koolstof/stikstofverhoudig van 4,6. De

stikstofverwijdering gebeurt via een nitrificatie-denitrificatie-proces nodig. In het model van Samijn

(2011) wordt de focus gelegd op het nitrificatiebekken waar er belucht wordt. De karakteristieken van

de installatie zijn samengevat in Tabel II-3. Deze karakteristieken zijn nodig als input voor het model.

Tabel II-3: Algemene gegevens van de mestverwerkingsinstallatie te Wingene die van belang zijn van het

model (Van Den Bossche, 2013).

Data ruwe installatie

Influent debiet 57,9 m³.d-1

Nuttig volume 2846 m³

-nitrificatie 56 %

-denitrificatie 44 %

Totale diepte 6 m

Natte diepte 5,5 m

Aantal beluchtingsmatten 68

Lengte beluchtingsmatten 2 m

Breedte beluchtingsmatten 1 m

Luchtdebiet 1360 m³.u-1

Totaal vermogen surpressoren 55 kW

Daarnaast kan men uit de tabel ook het water/schuim-oppervlak ( ) berekenen met behulp van het

nuttig volume en de natte diepte. Op deze manier kan ook de bekkenwandoppervlakte in contact met

de bodem ( in m²) en in contact met de lucht berekend worden ( in m²). Het verschil in totale

diepte en natte diepte toont aan dat er ongeveer 0,5 m ruimte is voor schuimvorming.

3.2. Meteorologische data

Voor verschillende warmtevergelijkingen zijn er gegevens nodig omtrent de weersomstandigheden.

Hiervoor wordt een typical reference year (TRY) databestand gebruikt. Dit is een standaardjaar dat

representatief is voor de Belgische weersomstandigheden en opgebouwd is uit volgende variabelen:

bewolkingsgraad, inkomende zonnestraling, luchttemperatuur, relatieve vochtigheid en windsnelheid.

Deze data zijn voorzien per halfuur, het volledige jaar lang (zie bijlage 4).

4. Simulaties

Er werden twee simulaties uitgevoerd om bepaalde zaken (belasting influent en evaporatie) van de

warmterecuperatie te benadrukken. Voor de simulaties was het warmteoverschot de referentie. Het

warmteoverschot wordt gedefinieerd als de warmte die eventueel kan onttrokken worden uit het

41

aëratiebekken. Om een simulatie uit te voeren moest er een referentiesituatie voor de opstelling

gekozen worden. Voor deze simulaties werd geopteerd om de dikte van de schuimlaag vast te leggen

op 0,17 m en λ op 13 W.(m.K)-1

(Samijn, 2011). Parameters omtrent de opstelling werden reeds

gegeven in Tabel II-3. Voor het bepalen van het warmteoverschot diende men een kritische

temperatuur te bepalen tot waar warmte mocht onttrokken worden. Als deze kritische temperatuur te

laag werd gekozen konden de biologische reacties in het bekken stilvallen, indien het te hoog werd

gekozen, was er amper warmte te recupereren en konden de biologische reacties ook stilvallen. Als de

temperatuur van het bekken hoger is dan de kritische temperatuur kon er warmte onttrokken worden

tot de kritische temperatuur opnieuw bereikt werd. Voor koolstofverwijdering wordt een minimale

temperatuur van 20 °C verwacht (Samijn, 2011). Nitrificatie en denitrificatie vereisen hogere

temperaturen (Carrera et al., 2003). Figuur II-2 (EPAS, 2010) toont dat de maximale nitrificatie-

activiteit ligt tussen 30 en 42 °C. Hoe lager de kritische temperatuur, hoe meer warmte er mogelijks

gerecupereerd kon worden. Daarom koos men hier voor een kritische temperatuur van 30 °C.

Figuur II-2:Activiteit van nitrificerende bacteriën in functie van de temperatuur (EPAS, 2010).

In dit onderzoek werd bij een vast influent debiet (57,9 m³.d-1

) de hoeveelheid COD en de

koolstof/stikstof verhouding gewijzigd om de invloed van de belasting op het warmteoverschot na te

gaan. Verder werd ook onderzocht wat de invloed van de evaporatie op het warmteoverschot is,

aangezien schuimvorming hierin een grote invloed kan hebben. In het oorspronkelijke model werd

ervan uitgegaan dat evaporatie op een schuimoppervlak gelijk is aan deze van een wateroppervlak.

Door aanwezigheid van een schuimlaag neemt de temperatuur van het oppervlak af, en bijgevolg ook

de evaporatie. Daarnaast kan de structuur van de schuimlaag en de aanwezigheid van de surfactanten

de evaporatie ook beïnvloeden. In dit onderzoek werd met evaporatiereductie steeds de reductie door

surfactanten en schuimstructuur bedoeld. De verandering van temperatuur is in de evaporatiereductie

steeds ingecalculeerd.

42

Tenslotte wordt in het werk van Samijn (2011) aangehaald dat de warmtegeleiding van de schuimlaag

specifieker kon bepaald worden. Bovendien is er nog veel onduidelijkheid over de isolerende

eigenschappen van de gevormde schuimlaag. De warmterecuperatie kan geoptimaliseerd indien er

meer inzicht wordt verkregen in het isolerend vermogen van de schuimlaag. Experimenteel werk rond

de schijnbare equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt en een mogelijke evaporatiereductie was dus

vereist. Aan de hand van de experimentele resultaten konden nieuwe simulaties met nieuwe scenario‘s

uitgevoerd worden, met als doel het warmteoverschot te optimaliseren. Men probeerde een zo groot en

constant mogelijk warmteoverschot over het volledige jaar te verkrijgen. Om de simulaties uit te

voeren diende eerst experimenteel werk verricht worden.

43

III. Experimenteel werk

1. Inleiding

Het experimenteel werk was er op gericht meer kennis te krijgen over warmtestromen, namelijk

straling, evaporatie en convectie (zie vergelijking 5), die beïnvloed werden door schuim alsook

bepaalde factoren te onderzoeken die het isolerend vermogen van de schuimlaag beïnvloeden (zie

vergelijking 6). In de literatuur is er echter weinig tot geen informatie te vinden met betrekking tot het

isolerend vermogen van schuimlagen op een aëratiebekken. Zoals eerder gezegd, kan de bellengrootte

in de schuimlaag in een aëratiebekken variëren van enkele mm tot 10 cm diameter. Verandering van

structuur kan dus mogelijk de warmtegeleiding beïnvloeden. Bovendien werd door Samijn (2011)

aanbevolen de warmtegeleiding en het isolerend vermogen van de schuimlaag nog specifieker te

bepalen voor de schuimlaag. Men diende dus inzicht te krijgen in verschillende factoren (zoals bv. de

bellengrootte) die een rol spelen in de isolerende waarde van de gevormde schuimlaag. Op deze

manier kan men het model verder optimaliseren en het warmteoverschot in het bekken gecontroleerd

laten toenemen.

Daarnaast diende men ook na te gaan wat de invloed is van een schuimlaag op de evaporatie. In het

model van Samijn (2011) werd verondersteld dat het schuimoppervlak, naast zijn reductie in

evaporatie door de temperatuurwijziging geen invloed had op de evaporatie. Alleen al door de

aanwezigheid van surfactanten (zonder schuimvorming) is er in sommige gevallen al sprake van een

reductie in evaporatieflux van 80% (Frenkiel, 1965; Langevin, 2008). Als er een compacte drijflaag op

het bekken aanwezig is, bestaat zelfs de mogelijkheid om de evaporatie volledig te reduceren (Barnes,

1993, 2008; Barnes & Hunter, 1982; Langevin, 2008). De invloed van een schuimlaag zal echter

verschillend zijn van deze van een lucht-waterinterfase zonder schuimvorming. Aangezien evaporatie

een belangrijke oppervlaktewarmtetransfer inhoudt, kan het dus ook een rol spelen in het bepalen van

het isolerend vermogen van de schuimlaag.

Om meer inzicht te verkrijgen in deze aspecten, werd een opstelling gebouwd waarbij alle

warmteprocessen werden gemeten. De opstelling wordt eerst beschreven (zie III.2.) waarna een

beschrijving van de rekenwijze van enerzijds het warmte-isolerend vermogen of de isolerende waarde

(zie III.4.) en anderzijds de mogelijke evaporatiereductie (zie III.5.) volgt.

44

2. Opstelling

Invloedsfactoren van de schijnbare warmtegeleidingscoëfficiënt en mogelijke evaporatiereductie

konden getest worden aan de hand van volgende opstelling :

De opstelling wordt weergegeven in Figuur III-1. Er waren twee identieke vaten aanwezig in een

waterbad. Slechts in één vat werd er schuim gemaakt, het andere werd gebruikt als referentie. Beide

vaten (referentievat en schuimvat) waren 30 cm hoog en hadden een diameter van 24 cm. Ze werden

op een temperatuur van 30 tot 35 °C gehouden door een waterbad van het merk VWR (advanced

digital 15L inox rondpompthermostaat waterbad) om de gewenste temperaturen in de vaten te

bekomen en te behouden. Het vat met schuim werd op een verhoog geplaatst zodat de schuimlaag niet

Figuur III-1: Proefopstelling met het referentievat (vat 1), het schuimvat (vat 2). Beide werden op

temperatuur gehouden door het warmwaterbad. Aan de linkerkant wordt steeds een schematische schets

weergegeven, aan de rechterkant de opstelling in realiteit. T= temperatuur, RV= relatieve vochtigheid,

WWB= warmwaterbad.

referentie-

vat schuimvat

Vloeistof

Verhoog

Lucht : evaporatie

Schuim

X T, RV T, RV

aquariumpomp luchtinbreng

2 1

WWB

Referentie Schuim

45

mee werd verwarmd. Beide vaten werden geïsoleerd zodat zijdelingse warmtetransfers werden

tegengegaan en enkel warmtetransfers plaatsvonden aan de bovenkant van het vat.

Onderaan beide vaten werd er lucht ingeblazen met behulp van aquariumpompjes van het type Rena®

Air 200 verbonden met een luchtverdeler van puimsteen. Deze membraanpompen bevatten een

vermogen van 3W, een maximaal debiet van 0,160 m3 lucht. u

-1 en een maximale druk van 200 mbar.

In het schuimvat, waaraan surfactanten waren toegevoegd, zorgde het inblazen van lucht voor een

schuimlaag. In het referentievat, zonder surfactanten, werd er geen schuimlaag gevormd.

De verblijftijd van de lucht boven de schuimlaag diende kort genoeg te zijn aangezien bij een te lange

verblijftijd de evaporatie zou stilvallen door het wegvallen van het waterdampconcentratieverschil. De

ventilatoren (21 m³.u-1

) waren zodanig gekozen dat er een verblijftijd van één à twee seconden werd

bekomen. De specifieke luchtvochtigheden van de ingaande en de uitgaande luchtstroom werden

bepaald met behulp van twee hygrowin HC2-WIN-USB vochtigheidsmeters (Rotronic instruments).

Omgevingslucht werd door de ventilatoren door een 3,4 cm brede PVC aangezogen en door de

bovenkant van de opstelling geduwd.

Temperatuurmetingen van de vloeistof, de zijwand en het deksel van het vat werden gerealiseerd door

het plaatsen van verschillende thermokoppels op de betreffende plaatsen. Om de vijf seconden werd

de temperatuur geregistreerd door een datalogger (34970A Data Acquisition / Data Logger Switch

Unit). De temperatuur van het schuim werd gemeten via een IR-meter (Fluke 501) die ingesteld stond

op ε = 0,95. Het gebruik van een IR-meter werd aanbevolen door Samijn (2011), aangezien het

thermokoppel bij het springen van de luchtbellen in de schuimlaag tijdelijk de temperatuur van de

omgeving mat. Bovendien was op voorhand niet geweten hoeveel schuim er zal aanwezig zijn.

Tijdens de uitvoering van de testen werden alle meettoestellen (datalogger en vochtigheidsmeter)

ingesteld om een registratie van de gewenste variabele uit te voeren om de vijf seconden. Om echter

de temperatuur en dikte van de schuimlaag te weten diende het systeem geopend te worden en werd

met behulp van respectievelijk een IR-meter en een meetlat op verschillende plaatsen gemeten ( zie

Figuur III-2). Er werd telkens het gemiddelde genomen van de dikte en de schuimtemperatuur.

Daarnaast werd telkens een foto genomen op dit tijdstip omdat de structuur van de schuimlaag een

belangrijke rol kan spelen in de oppervlaktewarmtetransfers van de schuimlaag. Nadien werd het

systeem voor ongeveer 10 à 15 minuten gesloten om oppervlaktewarmtetransfers correct te meten. In

deze perioden werden de waarden van de schuimtemperatuur en de dikte van de schuimlaag door

interpolatie tussen beide tijdstippen bekomen.

46

Figuur III-2: Plaatsen waar de dikte en temperatuur van de schuimlaag werd gemeten in het schuimvat.

Om de vergelijking met het referentievat mogelijk te maken, werd de temperatuur van het

referentievat gelijk gesteld aan de temperatuur van het oppervlak van de schuimlaag. Naar gelang de

gewenste temperatuur werd koud/warm water toegevoegd en respectievelijk warm/koud water

afgevoerd zodat naast de temperatuur ook het volume constant bleef. Daarnaast is het quasi

onmogelijk om in het labo constante omstandigheden te creëren. De samenstelling van de

omgevingslucht werd ongeveer om de 30 minuten genoteerd.

3. Debietbepaling luchtpompen en ventilatoren

De evaporatie in deze experimenten gebeurde op twee verschillende manieren: enerzijds via de

ingeblazen lucht van de aquariumpompjes doorheen de vloeistof en anderzijds via de aangezogen

lucht door de ventilatoren boven de schuimlaag. De bepaling van het debiet van de aquariumpompjes

ten opzichte van het luchtdebiet door de ventilatoren was dus van groot belang om te bepalen hoe de

evaporatie verliep en of deze grotendeels bepaald werd door de ventilatoren of de aquariumpompjes.

Om het debiet door de ventilatoren te bepalen, werd de snelheid gemeten op verschillende plaatsen

binnen de persleiding (plaats X in Figuur III-1 en de plaatsen in de persleiding zoals aangeduid in

Figuur III-2). Er werd verondersteld dat de snelheid aan de buitenkant van de persleiding lager zal zijn

dan centraal. Een gemiddelde snelheid werd opgesteld voor de buitenkant en het centraal gebied. Door

van deze twee snelheden opnieuw het gemiddelde te bepalen, werd een gemiddelde snelheid van 5,5

m.s-1

bekomen. Voor de gegeven PVC-buis van 3,4 cm diameter stemde dit overeen met een debiet

ongeveer 18 m³.u-1

. Volgens de leverancier leverden ze 21 m³.u-1

. In de berekeningen werd gebruik

gemaakt van 18 m³. u-1

.

De luchtdebieten van de luchtpompen (voor het schuimvat en referentievat) werden voor beide vaten

gelijkgesteld door gebruik te maken van het verdringingsprincipe met een erlenmeyer. De

aquariumpompen brachten lucht in de erlenmeyer (die omgekeerd in de vloeistof staat) die op zijn

beurt het water uit de erlenmeyer verdrong door een verschil in dichtheid. De tijd die nodig was om

47

een bepaald volume uit de erlenmeyer te verdringen bepaalde het debiet van de aquariumpompen met

behulp van volgende formule:

(23)

met:

luchtdebiet geleverd door de luchtpompjes

volume verpompt water in erlenmeyer

tijd nodig om het volume water uit de erlenmeyer te

verpompen

Op deze manier bekwam men een debiet van 0,03 m³.u-1

voor de aquariumpompen. Door deze

methode werden beide aquariuum pompjes gelijkgesteld en kon men de invloed op de evaporatie

bepalen. Indien men elke stroom (via aquariumpompen en via ventilatoren apart) procentueel ten

opzichte van de volledige luchtstroom (luchtdebiet via aquariumpompen en ventilatoren) uitzette, kon

men besluiten dat de aquariumpompjes slechts 0,15 % van de totale luchtmassa geleverd door de

aquariumpompjes en de ventilatoren te samen, innamen. Dit was verwaarloosbaar voor de evaporatie.

4. Bepaling van de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt

Naast de evaporatie, die vooral te wijten was aan de door de ventilatoren aangezogen lucht, vond ook

straling en convectie plaats aan het oppervlak. Alle warmte die aan het oppervlak werd verwijderd

moest worden aangevoerd vanuit het vat. De warmte vanuit het vat werd geleid door een schuimlaag

die een equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt ( ) had. Deze equivalente waarde veronderstelt dat

de schuimlaag zich thermisch zal gedragen als een isolerende laag. In werkelijkheid houdt deze

waarde alle warmteprocessen in de schuimlaag zelf, in. In vergelijking 7 was de enige onbekende,

de overige parameters werden gemeten. Na de bepaling van het isolerend vermogen van de

schuimlaag (R-waarde in ) kon men via de gemeten dikte, berekenen via vergelijking 24

en 25. Omdat de R-waarde afhankelijk is van de dikte, werd geopteerd om te bepalen. Hoe groter R,

hoe beter het isolerend vermogen is. Voor dient men de omgekeerde redenering te maken (Pieters,

2009).

(24)

(25)

48

Om te bepalen moesten eerst de oppervlaktetransfers berekend worden ( , en ). In

volgende secties wordt de berekeningswijze voor de verschillende componenten gegeven.

4.1. Straling

Een eerste flux die het schuim zowel kon opwarmen als afkoelen is de straling. De flux werd berekend

aan de hand van volgende formule (Pieters, 2009):

(26)

met:

totale hemisferische exitantie

emissiviteit van het wateroppervlak 0,97

Stefan Boltzman constante

temperatuur van het stralende oppervlak

De straling vond plaats tussen drie oppervlakken (de schuimlaag, het deksel en de zijwand van de

‗reactor‘). De temperatuur van de drie oppervlakken werd gemeten en de emissiviteit van de

schuimlaag werd gelijk gesteld aan deze van water. Maar de straling naar de schuimlaag toe kon op

verschillende manieren gebeuren: het kon rechtstreeks gebeuren of eerst terecht komen op één

oppervlak om vervolgens na reflectie terecht te komen op het andere oppervlak (bv. straling van

deksel via de zijwand naar de schuimlaag). Om dit in rekening te brengen werd een elektrisch

analogon (zie Figuur III-3) opgesteld die representatief was voor de straling die in de opstelling zou

plaatsvinden. De opstelling werd als volledig gesloten beschouwd, wat betekent dat de straling binnen

het systeem bleef.

49

In Figuur III-3 kan men waarnemen dat er straling kan optreden van oppervlakte 1 (het deksel) en

oppervlakte 2 (zijwand van het vat) naar oppervlakte 3 (de schuimlaag). Bij optelling van deze twee

stralingsvermogens, werd de langgolvige straling aan het oppervlak bekomen:

(27)

Het stralingsvermogen van één bepaalde stroom (hier van oppervlak 2 naar oppervlak 3)

werd bepaald door :

( )

(

)

(28)

In laatstgenoemde vergelijking zijn de R-waarden de oppervlakte- en vormweerstanden. Met

behulp van volgende formules en een emissiviteit ( ) van de PVC-buis van 0,9 kon men beide

weerstanden bepalen (MORelectricheating; Pieters, 2009):

(29)

(30)

Figuur III-3: Het elektrisch analagon van de straling binnenin het systeem (Pieters, 2009). Oppervlakte 1

is het deksel, 2 de zijwand van het vat, 3 de schuimlaag.

50

Om de vormweerstanden te bepalen, moesten eerst de dimensieloze vormfactoren (F) opgesteld

worden. Dit is de fractie van de uitgezonden straling door oppervlak Ai (bv. het deksel ) die

onmiddellijk het oppervlak Aj (bv. de schuimlaag) treft. Aangezien hier een ingesloten systeem werd

beschouwd, kon men veronderstellen dat alle uitgezonden straling op een oppervlak binnenin het

systeem terecht kwam, wat impliceerde dat de som van de vormfactoren binnen het systeem één is

(Pieters, 2009):

∑

(31)

Bovendien geldt volgens de definitie van de vormfactoren dat de verhouding van de fracties van de

uitgezonden straling beide oppervlakken gelijk is aan hun verhouding in oppervlakte.

(32)

Met behulp van vergelijkingen 31 en 32 konden de vormfactoren bepaald worden om vervolgens via

vergelijkingen 29 en 30 de vorm- en oppervlakteweerstanden te bepalen. Tenslotte was het dan

mogelijk vergelijkingen 28 en later 27 op te lossen. Voor de bepaling van de vormweerstanden werd

de schuimlaag op gelijke hoogte verondersteld over het volledige oppervlak, waardoor zelfbestraling

onmogelijk was ( = 0). Hetzelfde gold voor het deksel ( = 0). Daartegenover bestraalde de

zijwand van de reactor zichzelf wel. Uit Figuur III-4 kon men afleiden dat de vormfactor tussen

schuim en deksel (en ook omgekeerd aangezien beide oppervlakken even groot zijn) 0,35 bedroeg

(F31= F13 =0,35). Met behulp van deze waarden en de veronderstelling over zelfbestraling konden alle

vormfactoren bepaald worden (zie Tabel III-1). F11, F13, F31 en F33 waren zoals gezegd al gekend. Met

behulp van vergelijking 31 werden F12 en F32 berekend. De grootte van de oppervlaktes waren ook

gekend, waardoor via vergelijking 32 de overige vormfactoren berekend werden.

51

Figuur III-4 : Bepaling van de vormfactor tussen twee evenwijdige cirkelvorming oppervlakken (Pieters,

2009).

Tabel III-1: De vormfactoren. Oppervlakte 1 is het deksel, 2 de zijwand van het vat, 3 de schuimlaag. Er

werd verondersteld dat de schuimlaag zichzelf niet kan bestralen en dat het systeem volledig gesloten is.

deksel zijwand schuimlaag

deksel F11 0 F12 0,65 F13 0,35

zijwand F21 0,31 F22 0,37 F23 0,31

schuimlaag F31 0,35 F32 0,65 F33 0

Nu de vormfactoren gekend waren, was het mogelijk om via vergelijkingen 29 en 30 de weerstanden

te berekenen. Tabel III-2 geeft de bekomen resultaten. De vormweerstanden Rvorm11 en Rvorm33 zijn

nul omdat er verondersteld werd dat er geen zelfbestraling was bij de schuimlaag en het deksel. De

oppervlaktetransfer via straling kon bepaald worden.

Tabel III-2: De oppervlak en vormweerstanden. De oppervlakweerstanden worden per oppervlak in de

eerste rij weergegeven, de vormweerstanden in de tweede, derde en vierde. Vorm 11 duidt op straling van

oppervlak 1 naar oppervlak 1.

R opp1 2,26 R opp2 1,09 R opp3 1,07

Rvorm11 0 Rvorm12 31,34 Rvorm13 58,21

Rvorm21 31,34 Rvorm22 26,12 Rvorm23 31,34

Rvorm31 58,20 Rvorm32 31,34 Rvorm33 0

52

4.2. Evaporatie

Een volgende flux aan het oppervlak was de evaporatie. Door het meten van de temperatuur en de

relatieve vochtigheid van zowel de ingaande als uitgaande luchtstroom kon de absolute

luchtvochtigheid bepaald worden (zie Figuur III-1). Het verschil tussen de

ingaande en uitgaande absolute vochtigheid toonde de evaporatieflux E aan, via een

massabalans.

De latente warmte ( in kJ.kg-1

) die nodig was voor evaporatie is temperatuurafhankelijk. De

temperatuur die hier werd genomen is de filmtemperatuur (zie vergelijking 34). Deze temperatuur had

echter weinig grote invloed op de latente warmte van water, waardoor deze constant kon worden

genomen (2500 kJ.kg-1

) (Pieters, 2009).

(33)

en een filmtemperatuur van:

(34)

met :

filmtemperatuur

temperatuur van de omgevingslucht

4.3. Bepaling convectieve warmtestroom

De laatste warmteflux aan het schuimoppervlak is de convectie. Via de soortelijke warmte ( ) van

lucht (rekening houdend met de gemiddelde temperatuur en vochtigheid) kon men bepalen hoeveel

warmte er werd aan/af-gevoerd via de lucht. De soortelijke warmte werd bepaald aan de hand van de

gemiddelde samenstelling en de filmtemperatuur (zie vergelijking 34). De temperatuur van zowel de

ingaande als uitgaande luchtstroom werden gemeten (Pieters, 2009):

(35)

met:

soortelijke warmte 4,18

hoeveelheid luchtmassa door de opstelling

temperatuur van de uitgaande luchtstroom

temperatuur van de ingaande luchtstroom

53

Door isolatie van het systeem, was deze warmteflux enkel te wijten aan de aanwezige schuimlaag. Na

bepaling van alle warmtefluxen aan het oppervlak kon vergelijking 24 opgelost worden.

4.4. Procedures

De procedures van de verschillende experimenten die uitgevoerd waren met deze opstelling (zie III.2.)

worden hier besproken. Om de complexiteit van de experimenten te verlagen werd geopteerd om

schuimen met afwasmiddel te maken en deze te bestuderen. Het water in de vaten werd steeds

opgewarmd tot 30 °C. Deze temperatuur nam af of toe naar gelang de eigenschappen van de gevormde

schuimlaag. Op deze manier werd de invloed van verschillende factoren op de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt en de evaporatie bestudeerd. Om vergelijking tussen de verschillende

experimenten mogelijk te maken kreeg elk experiment een nummer toegewezen en werden ze zoveel

mogelijk op dezelfde dag uitgevoerd om de zelfde omstandigheden te verkrijgen.

4.4.1. Referentie-experiment

Om vergelijking tussen de verschillende experimenten mogelijk te maken werd eerst een referentie-

experiment opgesteld. 0,27 g afwasmiddel (Dreft) werd toegevoegd in het vat waar schuimvorming

gewenst was. Er werd voor deze hoeveelheid afwasmiddel gekozen om een stabiele schuimlaag van

twee tot drie cm te verkrijgen bij aanwezigheid van één puimsteentje. Bij toevoeging van

hoeveelheden afwasmiddel lager dan 0,15 g was het bijna onmogelijk om een stabiele schuimlaag te

vormen en te behouden. Alleen wanneer de condities (constante dikte, evaporatieflux en temperatuur

van de schuimlaag) voor een periode (minstens 500 s) quasi constant waren, werd een gemiddelde

equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt berekend. Het referentie-experiment werd experiment 1

genoemd.

4.4.2. Invloed surfactanten

In de eerste experimenten werd de rol van de surfactanten onderzocht. Ze hebben een invloed op de

bellengrootte (zie vergelijking 42) (Van Der Meeren, 2012). De toevoeging van surfactanten zorgt

voor een oppervlaktespanning verlaging, wat op zijn beurt voor een lagere bellengrootte zorgt en een

mogelijke structuurverandering (Van Der Meeren, 2012):

(36)

met:

bellengrootte in diameter

de straal van de opening waardoor lucht geblazen

54

wordt

oppervlaktespanning

de zwaartekrachtconstante 9,81

de dichtheid van de schuimende oplossing

De invloed van de surfactanten op de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt werd nagegaan door na

het referentie-experiment 0,17 g Dreft exta toe te voegen aan het systeem (één puimsteentje). Er was

dus een totaal van 0,44 g Dreft aanwezig. Het experiment met een verhoogde surfactantconcentratie

werd experiment 2 genoemd. Hetzelfde experiment werd nogmaals uitgevoerd met een startende

hoeveelheid Dreft van 0,15 g en een toevoeging van 0,15g na 4000 s. De resultaten van dit experiment

staan beschreven als experiment 3.

4.4.3. Invloed ingeblazen luchtbellen

In de literatuurstudie werd al vermeld dat de bellengrootte van schuimen in WZI kan variëren van

enkele mm tot 10 cm diameter. Inzicht verkrijgen in de invloed van de bellengrootte op de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt was dus van belang. In volgende experimenten (experimenten 4 en 5)

werd getracht een schuimlaag te vormen met een grotere bellengrootte. Door het verwijderen van het

puimsteentje nam de straal van de opening waardoor lucht geblazen wordt, toe waardoor ook de

bellengrootte theoretisch gezien sterk zou moeten toenemen (vergelijking 42). Er werd hiervoor een

totale hoeveelheid afwasmiddel van 0,20g gekozen aangezien experimenten met lagere toevoeging

geen stabiele laag konden vormen bij grotere bellen.

4.4.4. Invloed extra aquariumpomp

Naast de surfactantenconcentratie en de aan- of afwezigheid van een puimsteentje, kon de invloed van

het aantal aquariuumpomjes bestudeerd worden. Door het inbrengen van een extra aqauriumpompje

kon men uniformer beluchten en mogelijk een uniformere schuimlaag bekomen. De grootte van de

ingebrachte bellen was hier dus dezelfde als bij het referentie-experiment, maar het aantal van deze

bellen was verdubbeld. De opstelling werd dus licht gewijzigd door toevoeging van een extra

aquariumpomp met bijhorend puimsteentje. Ook hier werd de invloed op de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt bestudeerd. Dit experiment werd experiment 6 genaamd en vond plaats

in aanwezigheid van 0,30 g Dreft en twee puimsteentjes.

4.4.5. Invloed warmtetransfers

Bij het bekijken en vergelijken van equivalente λ-waarden dient men naast de structuur ook te kijken

naar de omstandigheden waarin λ bepaald werd. De temperatuur aan het oppervlak en de

omstandigheden konden een rol spelen. Indien de temperatuur van de schuimlaag toeneemt, stijgen

zowel T als C (logaritmisch temperatuurverschil in °C en logaritmisch

55

waterdampconcentratieverschil in g water.m-3

lucht, beide tussen schuimoppervlak en de aangezogen

lucht) waardoor de warmtetransfers aan het oppervlak toenemen (straling, evaporatieflux en

convectie). Uit vergelijking 24 en 25 kon men afleiden dat als de warmtetransfers aan het oppervlak

oplopen, de equivalente λ-waarde ook zou toenemen. Voor een vergelijking te maken tussen twee

schuimlagen diende dit dus zoveel mogelijk in rekening gebracht te worden.

Echter was het in praktijk niet steeds gemakkelijk om de temperatuur van de schuimlaag op voorhand

te bepalen omwille van de afhankelijkheid van de omgeving. De temperatuur van de schuimlaag kon

slechts geweten zijn als er al een stabiele schuimlaag gevormd was. Zelfs indien de temperatuur van

de schuimlaag constant was kon er een ruim verschil gevonden worden door de invloed van de

omgeving op het evaporatieproces. 12 verschillende experimenten werden met elkaar vergeleken op

basis van T, C, de evaporatieflux en de schijnbare warmtegeleidingscoëfficiënt. De 12

experimenten omvatten de 6 voorgaande beschreven experimenten. In Tabel III-3 worden de

verschillende omstandigheden van experimenten 7 tot 12 weergegeven.

Tabel III-3: eerste kolom bevat het experiment nummer, tweede kolom bevat het aantal puimsteentjes,

derde kolom de hoeveelheid afwasmiddel ( g Dreft)

Experiment Aantal puimsteentjes Hoeveelheid afwasmiddel

(g Dreft)

7 0 0,27

8 1 0,17

9 1 0,27

10 2 0,27

11 2 0,27

12 2 0,37

Om de invloed van de warmtetransfer aan het oppervlak (dus in grote mate de evaporatieflux) verder

na te gaan werd experiment 13 opgesteld. In tegenstelling tot in voorgaande experimenten werd de

temperatuur van het vat in experiment 13 steeds verhoogd om zo de warmtetransfers aan het oppervlak

(voornamelijk de evaporatieflux) te laten toenemen . Door toename van de temperatuur van het water

in het vat, nam ook de schuimtemperatuur toe. Men kon dus verwachten dat de evaporatieflux zou

toenemen, alsook de andere oppervlaktewarmtetransfers (convectie en straling). Er werd 0,27 g Dreft

in het schuimvat gebracht bij aanwezigheid van één puimsteentje.

5. Evaporatie-analyse

Een tweede objectief van het experimenteel werk was om de evaporatieflux van het vat met schuim te

vergelijken met die in het referentievat (geen schuimvorming en geen surfactanten aanwezig).

Hiervoor dienden de omstandigheden quasi gelijk te zijn. De temperatuur van het referentievat was

56

steeds zo geregeld dat ze dezelfde was als de schuimoppervlaktetemperatuur. Dit was mogelijk door

warm/koud water af te voeren en respectievelijk koud/warm water toe te voegen om naast dezelfde

temperatuur van het schuimvat ook een constant volume te behouden. Uit formule 36 volgde dat voor

een vergelijking van de evaporatieflux zowel de massatransfercoëfficiënt hm als het

logaritmisch waterdampconcentratieverschil gelijk moesten zijn,

aangezien beide vaten een constant oppervlak A hebben (het oppervlak van de schuimlaag werd

verondersteld gelijk te zijn aan dit van de waterlaag in het referentievat) (Pieters, 2009):

(37)

Het waterdampconcentratieverschil werd bepaald via het logaritmische verschil tussen de door de

ventilatoren aangezogen lucht en het vat (waar volledige staturatie heerste). De

massatransfercoëfficiënt diende theoretisch bepaald te worden aan de hand van het gemiddeld

Sherwood-getal. Eerst moest echter het dimensieloze Reynolds-getal (Re) bepaald te worden,

aangezien de Sherwoord-formule afhankelijk is van het stromingsprofiel (laminair, turbulent of

overgangszone):

(38)

met:

snelheid

karakteristieke lengte, hier diameter van het vat

kinematische viscositeit

waarbij :

(39)

met:

dynamische viscositeit

dichtheid fluïdum

Alle eigenschappen van het fluïdum werden bepaald bij de filmtemperatuur (vergelijking 33). De

snelheid in deze experimenten bleek laag te zijn, het stromingsprofiel was laminair. Voor het opstellen

van het gemiddelde Sherwood-getal werd de laminaire formule gebruikt:

⁄

⁄ (40)

57

met:

gemiddeld Sherwood-getal

Het dimensieloze Schmidt-getal (Sc) en de diffusiecoëfficiënt tussen waterdamp en lucht ( in

m².s-1

) bedroegen respectievelijk:

(41)

(42)

5.1. Procedures

Naast het bepalen van de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt kon men via de experimenten ook

inzicht verkrijgen in een mogelijke evaporatiereductie. Dit kon gekoppeld worden met de bepaling van

de equivalente λ aangezien de oppervlaktewarmtetransfers de schijnbare λ bepalen via vergelijking 24.

Er werd gefocust op de evaporatieflux aangezien deze de grootste oppervlaktewarmtetransfer was en

dus het grootste verschil kon maken voor de schijnbare λ.

5.1.1. Vergelijking van twee experimenten

Eerst werd een mogelijke link gelegd tussen de evaporatie en de surfactantconcentratie/ bellengrootte

aan de hand van twee opeenvolgende experimenten. Hiervoor werd een experiment gestart met 0,17 g

Dreft in aanwezigheid van één puimsteentje. Na 4500 seconden werd 0,10 g extra Dreft toegevoegd

(respectievelijk experiment 8 en 9 genaamd). De experimenten werden op dezelfde dag, onder

dezelfde omstandigheden uitgevoerd. Wijzigingen van de evaporatieflux konden dus enkel te wijten

zijn een wijziging van de schuimstructuur.

5.1.2. Vergelijking van evaporatie tussen schuim- en referentievat

Vervolgens werd een vergelijking gemaakt tussen de experimentele resultaten en het referentievat

voor 7 verschillende experimenten onder verschillende omstandigheden. Experimenten met of zonder

uitstroomsteentje en bij verschillende evaporatiefluxen werden met elkaar vergeleken op basis van de

filmtemperatuur en de massatransfercoëfficiënt. Het programma Matlab (editie R2010a) vergeleek de

berekende massatransfercoëfficiënt of filmtemperatuur van het schuimvat met de berekende

massatransfercoëfficiënt van het referentievat (geen schuimvorming en geen aanwezigheid van

surfactanten). Indien deze slechts 2,5 % van elkaar afwijken werd het waterdampconcentratieverschil

op dezelfde manier vergeleken. Indien beide parameters gelijkaardig waren (maximaal 2,5 %

58

verschil), werd er verondersteld dat de omstandigheden gelijk waren. Slechts als de omstandigheden

(massatransfercoëfficiënt/ filmtemperatuur en waterdampconcentratieverschil) gelijk waren werd de

evaporatieflux van het schuimvat met de evaporatieflux van het referentievat vergeleken. De

evaporatiereductie omwille van de temperatuurverlaging bij aanwezigheid van schuim werd dus al

ingecalculeerd. De reductie (ten opzichte van een vrij wateroppervlak) was enkel te wijten aan de

aanwezigheid van de schuimlaag en zijn surfactanten.

5.1.3. Experimenten met variërende evaporatieflux

Tenslotte werd de evaporatiereductie bestudeerd voor experiment 13, waar de temperatuur van het

schuimvat toenam en de evaporatieflux geforceerd werd toe te nemen. Op deze manier kon men de

evaporatiereductie in een zelfde tijdsreeks bestuderen bij een toenemende evaporatieflux.

6. Simulaties

Met de bekomen resultaten van de experimenten werden nieuwe scenario‘s gesimuleerd om het

potentieel van warmterecuperatie uit een beluchtingsbekken aan te tonen en het belang van de

schuimlaag als isolator te benadrukken. Daarnaast kon het model uitgebreid worden met het anaeroob

gedeelte van het bekken, waarbij op zowel het aeroob als anaeroob gedeelte een schuimlaag aanwezig

was. De twee schuimlagen kunnen zo elk apart beheerd worden om het warmteoverschot verder te

optimaliseren. Voor uitbreiding van het model met de denitrificatiewarmte werd methanol als

koolstofbron verondersteld.

59

IV. Resultaten en discussie In dit hoofdstuk worden eerst de resultaten van het experimenteel werk beschreven en besproken.

Vervolgens werden enkele simulaties uitgevoerd met de experimentele resultaten en om het belang

van de toegevoegde nitrificatiewarmte aan te tonen. Tot slot kan het model ook uitgebreid worden met

behulp van de denitrificatiewarmte. Het doel was om het warmteoverschot verder te optimaliseren en

meer inzicht te krijgen in de warmtegeleidende eigenschappen van de schuimlaag.

1. Bepaling equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt

Figuur IV-1 toont de gevormde schuimlaag bij experiment 1. Er was een totale hoeveelheid

afwasmiddel van 0,27 g Dreft aanwezig.

Figuur IV-1 : Gevormde schuimlaag bij één aquarium steentje en na toevoeging van 0,27 g Dreft.

In Figuur IV-2 A wordt het verloop van de dikte van de schuimlaag, de schuimtemperatuur, de

evaporatieflux en de temperatuur van het vat tijdens het experiment gegeven. De meting van de

evaporatieflux in Figuur IV-2 A viel even weg rond de 1500 s en 3000 s door het openen van het

systeem. Naarmate de temperatuur van de schuimlaag lichtjes toenam (vanaf 800 s), nam de

evaporatieflux ook toe en de dikte af. Door een afnemende dikte, nam de temperatuur van het

schuimoppervlak verder toe. Dit proces ging door tot er een evenwicht werd gevonden. Als men

veronderstelt dat de omgevings- en oppervlaktetemperatuur constant bleven, zullen ook ΔC en ΔT

(respectievelijk de logaritmische waterdampconcentratieverschil en logaritmisch temperatuurverschil)

tussen oppervlak en omgeving constant gebleven zijn (respectievelijk 12,7-14 g water.m-3

lucht en 5,4-

6,24°C). Dit impliceert een bijna constante convectie (zie vergelijking 34 en 45) en evaporatie aan het

oppervlak (zie vergelijking 35).

1 cm

60

Figuur IV-2: A) Verloop van dikte, temperatuur van de schuimlaag alsook de evaporatieflux en

temperatuur van het vat tijdens het experiment. B) De equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt in functie

van de tijd, voor een schuimlaag met één aquariumpomp en bij toevoeging van 0,27 g Dreft.

Daarnaast nam de schuimlaag in dikte lichtjes af (vanaf 800 s), ondanks het behoud van detergent in

het systeem. Een reden hiervoor kan zijn dat de bellengrootte verkleinde, waardoor de dikte van de

schuimlaag afnam tot er stabilisatie optrad. Dit werd niet waargenomen tijdens het experiment. Op het

fotomateriaal was geen duidelijk verschil te zien, bovendien is het systeem zoveel mogelijk gesloten

waardoor het bepalen van de bellengrootte bemoeilijkt wordt. In de λ-waarde werd hier niets van

waargenomen.

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

0,012

0,014

0,016

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1000 2000 3000 4000

Tem

pe

ratu

ur

( °

C)

, dik

te s

chu

im (

cm

)

Tijd (s) Temperatuur vat schuimtemperatuur

dikte schuim evaporatieflux

eva

po

rati

efl

ux

( g

wat

er.

s-1)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 1000 2000 3000 4000

λ (W

. (m

.K)-1

)

Tijd (s)

A

B

61

Een gemiddelde λ werd steeds over een periode met quasi constante condities genomen (constante

dikte, evaporatieflux en temperatuur van de schuimlaag), in dit experiment vanaf 1500 s. Met behulp

van de vergelijkingen 23 en 24 (zie III.4.) werd om de vijf seconden de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt bepaald, behalve op momenten dat het systeem geopend werd (zie Figuur

IV-2 B). De tijdstippen waarvoor geen datapunten voorhanden zijn (zie Figuur IV-2 B), stemmen

overeen met momenten waarop het systeem geopend werd.

Figuur IV-2 B toont dat in het begin van het experiment λ afneemt tot er een evenwicht wordt

gevonden (na 1500 s). Na stabilisatie van het schuim werd een constante λ gevonden van 0,98 ± 0,05

W.(m.K)-1

(vanaf 1500 s) bij een temperatuur van de schuimlaag rond de 24°C (zie Figuur IV-2 A).

De standaardafwijking werd berekend over de tijdsreeks. Als er echter een foutenanalyse werd

uitgevoerd via de foutentheorie, bekwam men een relatieve fout van ongeveer 25% op λ. Dit is niet

verwonderlijk omdat de omstandigheden van deze metingen niet volledig gecontroleerd waren en er

verschillende parameters gemeten werden.

De lichte schommelingen in de equivalente λ kunnen te wijten zijn aan het feit dat het systeem om de

10 à 15 minuten werd geopend voor meting van de schuimtemperatuur en dikte, waardoor de

evaporatieflux even wegviel en de door de ventilatoren aangezogen lucht brak minder schuim af. Het

evenwicht werd op deze momenten even verstoord en diende zich dus nadien steeds te herstellen.

Voor het verder bespreken van de resultaten wordt dit experiment het referentie-experiment genoemd.

1.1. Invloed surfactanten

Ook hier waren de omstandigheden constant en gelijkaardig met het referentie-experiment (behalve op

tijdstip 1500 waar een kortstondige hogere evaporatieflux was). De temperatuur van het oppervlak van

de schuimlaag bedroeg bijna constant 24 °C met als gevolg dat er ook een constante ΔC (12-13 g

water. m-3

lucht) en ΔT (9°C) heersten tussen oppervlak en omgeving. ΔT lag voor experiment 2 hoger

dan voor experiment 1, het referentie-experiment.

62

Figuur IV-3: equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt in functie van de tijd, voor een schuimlaag met één

aquariumpomp en één puimsteentje. Er is 0,44 g Dreft in het systeem aanwezig.

Na stabilisatie van de schuimlaag werd opnieuw een gemiddelde schijnbare λ opgesteld (vanaf 500 s,

zie Figuur IV-3), namelijk 0,89 ± 0,06 W.(m.K)-1

en een relatieve fout van ongeveer 25% via

foutentheorie. De invloed van de surfactanten op de bellengrootte was amper te zien op het

fotomateriaal of gedurende het experiment. De schuimbellen waren zeer klein (slechts enkele mm),

waardoor een onderscheid in bellengrootte zeer moeilijk was. De bekomen λ van experiment 2 ligt

bijgevolg lager dan het referentie-experiment (0,27 g Dreft aanwezig, één aquariumpomp, één

puimsteentje, zie Figuur IV-2). Ondanks de licht toegenomen oppervlaktewarmtetransfers (hogere ΔT)

wordt toch een lagere λ bekomen voor experiment 2 (ten opzichte van experiment 1, het referentie-

experiment). Een verandering van de bellengrootte kan een mogelijke reden zijn, maar was amper te

zien op het fotomateriaal van deze experimenten. Met enige voorzichtigheid (door de relatieve fout)

kan men besluiten dat toevoeging van detergent zorgt voor een daling van equivalente λ mogelijk door

een verandering van de bellengrootte.

Experimenten 1 en 2 werden nog eens opnieuw uitgevoerd bij andere omstandigheden en temperatuur

van de schuimlaag in experiment 3 (ΔC (10-15 g water. m-3

lucht) en ΔT (1-4°C)). Experiment 3 werd

opgestart met een totale hoeveelheid Dreft van 0,15g (0-4000 s in Figuur IV-4). Na verloop van tijd

werd deze opgevoerd naar een totale hoeveelheid van 0,30 g Dreft (4000 s-8000 s). Figuur IV-4 geeft

weer dat er een periode van stabilisatie nodig is na beide toevoegingen van Dreft, dus na 0 en 4000 s.

Na 2000 s nam men een constante equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt waar, hetzelfde kon

gezegd worden voor het tweede deel van het experiment (vanaf 6000 s).

Na toevoeging van 0,15 g Dreft werd een constante λ van 0,70 ± 0,09 W.(m.K)-1

bepaald bij een

temperatuur van de schuimlaag tussen de 19 en 23 °C (2000-4000 s), bij een totale hoeveelheid

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 500 1000 1500 2000

λ (W

. (m

.K)-1

)

Tijd (s)

63

afwasmiddel van 0,30 g werd voor λ een waarde van 0,67 ± 0,04 W.(m.K)-1

(bij 23,5 °C en ongeveer

zelfde omstandigheden, tussen 6500-8000 s). Het verschil was hier minder uitgesproken. Beide

bekomen equivalente warmtegeleidingscoëfficiënten bij experiment 3 liggen lager dan deze van

experimenten 1 en 2 omwille van de invloed van de omgevingstemperatuur, luchtvochtigheid en

temperatuur van de schuimlaag (zie IV.1.4.). Dit ondanks de lagere detergent hoeveelheden. Dezelfde

trend werd dus teruggevonden in experiment 3.

Figuur IV-4: Verloop van experiment 3. Van 0 tot 4000 s is er slechts 0,15 g Dreft aanwezig, van 4000-

einde 0,30 g Dreft.

Naast de tendens in λ bleek bij verschillende experimenten (experimenten 1,2 en 3) de dikte van de

schuimlaag steeds toe te nemen na toevoeging van surfactanten. Het isolerend vermogen (R-waarde,

zie vergelijking 24) neemt bij toevoeging van surfactanten enerzijds toe door een dalende λ, anderzijds

ook door een toenemende dikte van de schuimlaag. De verwachte verandering van de bellengrootte

was niet duidelijk te zien in het fotomateriaal. Het was echter ook niet duidelijk in hoeverre de

oppervlaktespanning en bijgevolg ook de bellengrootte van de schuimlaag gewijzigd werd door

toevoeging van detergent in het systeem. Petrovski et al. (2011) vermelden dat bacteriën de

oppervlaktespanning kunnen verlagen met 50% door productie van biosurfactanten, wat overeenkomt

met een bellengrootte verlaging van 20% volgens vergelijking 46. De rol van de surfactanten zal in het

laatste geval groter zijn.

Men kan besluiten dat er een dalende tendens voor λ aanwezig is bij het toevoegen van detergent. De

bellengrootte zal hier hoogst waarschijnlijk een rol spelen, maar werd amper waargenomen op het

fotomateriaal. Het besluit dient met enige voorzichtigheid getrokken worden door dat de minieme

verschillen ook te wijten kunnen zijn aan de foutenlast. In dezelfde tijdsreeks was wel steeds dezelfde

trend te zien.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

0 2000 4000 6000 8000

(

W (

m*K

) -1

)

Tijd (s)

64

1.2. Invloed van ingeblazen luchtbellen

Men kan in Figuur IV-5 (experiment 4) waarnemen dat de bellengrootte sterk was toegenomen in

vergelijking met Figuur IV-1 door het puimsteentje te verwijderen. De bellengrootte centraal bedroeg

tussen de één à twee cm diameter, terwijl deze in het vorige experiment slechts enkele mm bedroeg

(experimenten 1,2 en 3). Daarnaast kon men op de figuur waarnemen dat er geen uniforme schuimlaag

gevormd was. Kleine schuimbelletjes werden door de grotere naar de rand van het schuimvat geduwd

en namen gedurende het experiment toe in aantal in de buitenring omwille van hun stabiliteit.

Figuur IV-5 : Experiment zonder uitstroomsteentje: A) begin van het experiment, centraal grotere bellen

(na 1500s), B) de hoeveelheid kleine bellen in de buitenring (aangeduid met pijl) was toegenomen (na 5000

s) bij 0,20g afwasmiddel.

A B

1 cm 1 cm

65

Ondanks de niet-uniformiteit werd de schijnbare λ-waarde toch berekend, Figuur IV-6 werd zo

bekomen.

Figuur IV-6: Bepaling van λ tijdens experiment 4. De structuur van de schuimlaag varieerde gedurende

het experiment. De rol van de structuur van een schuimlaag op de schijnbare λ werd in experiment 4

aangetoond.

Figuur IV-6 toont aan dat de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt afnam gedurende het

experiment. Daarnaast werd in Figuur IV-5 aangetoond dat de hoeveelheid kleinere bellen toenam

gedurende het experiment. Een kleinere bellengrootte bleek dus voor een lagere

warmtegeleidingscoëfficiënt te zorgen.

Om deze veronderstelling te staven en de equivalente λ exact te bepalen, werd geprobeerd een

uniforme schuimlaag met een zelfde samenstelling op te bouwen en te behouden in experiment 5. Een

eerste poging werd gerealiseerd door de evaporatie en de snelheid waarmee de lucht door het

ventilatiesysteem werd aangetrokken te reduceren, echter bleek dat er nog steeds geen uniforme

schuimlaag werd bekomen maar dat de dikte van de schuimlaag wel was toegenomen. Vervolgens

werd getracht de bellen beter te verdelen over het volledige grondoppervlak met behulp van een

büchnerfilter alsook door het gebruik van een ander soort detergent. De uniformiteit verhoogde maar

was nog steeds niets voldoende. Ten slotte werd besloten de opstelling licht te wijzigen en een extra

aquariumpomp in het schuimvat te brengen met dezelfde soort detergent (0,27 g Dreft). Zoals men kon

waarnemen in Figuur IV-7 (experiment 5), was er na inbrenging van het extra aquariumpompje nog

steeds geen volledige uniformiteit, maar toch een veel hogere uniformiteit dan in Figuur IV-1

(experiment 1). Een derde aquariumpomp zou de uniformiteit nog verder kunnen verhogen. Hoe

uniformer er werd belucht, hoe uniformer de gevormde schuimlaag was.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

λ (W

. (m

.K)-1

)

Tijd (s)

66

Figuur IV-7: Gevormde schuimlaag bij het aanbrengen van een tweede aerator in het schuimvat.

Met behulp van Figuur IV-8 werd de schijnbare warmtegeleidingscoëfficiënt bepaald voor een

schuimlaag met grotere belgroottes (zelfde procedure als vorige experimenten). Op tijdstip 2500 werd

geprobeerd de kleinere bellen handmatig te verwijderen en te kijken naar de invloed van de grotere

bellen. Dit verklaart de grotere schijbare λ na tijdstip 2500. Volledige uniformiteit kon moeilijk of niet

bereikt worden, er was dus nog steeds opbouw van kleinere bellen mogelijk wat het bepalen van de

exacte equivalente λ niet vergemakkelijkte.

Figuur IV-8:De equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt gedurende experiment 5 met 0,27 g Dreft.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 1000 2000 3000 4000

λ (W

. (m

.K)-1

)

Tijd (s)

1 cm

67

Figuur IV-8 toont aan dat er ook hier een periode van stabilisatie vereist was (0-2000 s). De periode

voor stabilisatie was hier langer dan bij experimenten 1, 2 en 3. Men bekwam na stabilisatie van de

schuimlaag een gemiddelde schijnbare λ-waarde van 3,50 ± 0,30 W.(m.K)-1

bij een schuimtemperatuur

van ongeveer 26,5 °C. In experimenten 1,2 en 3 werden equivalente warmtegeleidingscoëfficiënten

gevonden van respectievelijk 0,98 W.(m.K)-1

,0,89 W.(m.K)-1

en 0,70 W.(m.K)-1

. In vergelijking met

de gevormde schuimlaag met kleinere bellengrootte (zie Figuur IV-1, experimenten 1,2 en 3) bekwam

men dus een warmtegeleiding die liefst 3 tot 4 keer groter is, terwijl de surfactantconcentratie gelijk

was, maar de temperatuur verschillend. In experiment 5 werd een hogere oppervlaktetemperatuur

bekomen door de hogere schijnbare warmtegeleiding van de schuimlaag. Men kan dus besluiten dat

een schuimlaag met grotere bellengrootte beter warmte zal geleiden. Bovendien kon op het einde van

elk experiment worden waargenomen dat de schuimlagen met grotere bellengroottes sneller afbraken

dan deze met kleinere fijne bellen, wat een verschil in stabiliteit benadrukt. Concreet betekent dit dat

schuimlagen met grotere bellen minder stabiel zijn.

In alle voorgaande experimenten werd steeds een schijnbare λ opgesteld. Dit omvat alle

warmteprocessen die in de schuimlaag plaatsvonden, naarmate de bellengrootte van de schuimlaag

toenam zag men λ toenemen, de warmtetransfers binnenin de schuimlaag namen dus toe . Een verschil

in stabiliteit tussen kleine en grotere luchtbellen kon hier een reden voor zijn. Grotere bellen konden

zo minder lang in de schuimlaag aanwezig zijn. Op deze manier werd meer warmte afgevoerd door het

schuim. Een andere mogelijkheid was dat er meer geëvaporeerd werd binnenin de schuimlaag.

Warmte werd minder goed vastgehouden door schuimen met grotere bellengrootte. Dit werd

geïllustreerd door het temperatuurverschil tussen het oppervlak van de schuimlaag en het water in het

vat. Hoe groter de bellen waren hoe kleiner dit temperatuurverschil werd, bij een gelijke

oppervlaktetemperatuur (en dus gelijke warmtetransfers) betekent dit een grotere equivalente λ en dus

een slechter isolerend materiaal. Bij schuimen met een grotere bellengrootte kon het

temperatuurverschil (tussen het oppervlakte van de schuimlaag en het water in het vat) meer dan 50%

kleiner zijn dan bij schuimen met een kleinere bellengrootte.

68

1.3. Invloed extra aquariumpomp

De gevormde schuimlagen in Figuur IV-1 (experiment 1) en Figuur IV-7 (experiment 5) verschilden

door de aanwezigheid van het aantal aquariumpompen. Om de invloed van het extra aquariumpompje

aan te tonen, werd het experiment 1 (zie Figuur IV-1) herhaald met een extra aquariumpomp (dus twee

puimsteentjes) en in aanwezigheid van 0,30 g afwasmiddel. Dit werd experiment 6 genoemd. In

Figuur IV-9 kan men waarnemen dat er een verschil in structuur was tussen experiment 1 en 6. In

aanwezigheid van twee aquariumpompjes was een duidelijk grotere bellengrootte te zien (die wel nog

steeds kleiner was als bij de experimenten zonder uitstroomsteentje zoals experiment 5), ze nam toe

van gemiddeld één à twee mm naar twee tot vier mm. Waar in Figuur IV-1 aan de zijde van het

schuimvat zonder aquariumpompje kleine schuimbellen opgebouwd werden, werd dit effect

tenietgedaan door een tweede beluchtingspompje. De structuur van de schuimlaag was gewijzigd door

een hogere uniformiteit en gemiddelde bellengrootte.

Figuur IV-9: Gevormde schuimlaag in aanwezigheid van twee aquariumpompen en 0,30 g Dreft.

Men bekwam na stabilisatie een gemiddelde equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt van 1,7 ± 0,17

W.(m.K)-1

met een relatieve fout van 27% (zie Figuur IV-10) bij een oppervlakteschuimtemperatuur

van 23 tot 25°C. In Figuur IV-10 kan men waarnemen dat λ gevoelig gestegen was bij een grotere

gemiddelde bellengrootte van de schuimlaag. De omstandigheden tussen beide experimenten waren

quasi constant. De gemiddelde λ van de schuimlaag met twee uitstroomsteentjes was nog gevoelig

lager dan deze zonder uitstroomsteentjes (zelfde schuimtemperatuur en omstandigheden). Hieruit kon

men concluderen dat de bellengrootte een zeer belangrijke rol speelde bij de bepaling van de

schijnbare λ en dat het aanbrengen van een extra aquariumpomp zorgt voor een hogere stabiliteit en

uniformiteit in de schuimlaag.

1 cm

69

Figuur IV-10: Verloop van experiment 6 (twee puimsteentjes en 0,3 g afwasmiddel) en experiment 1 (één

puimsteentje en 0,27 g Dreft).

1.4. Invloed warmtetransfers aan het oppervlak op de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt

In Tabel IV-1 worden eerst de voorgaande experimenten weergegeven, daarna volgen nog zes andere

experimenten die op andere tijdstippen werden uitgevoerd. Bij vergelijking van de experimenten

diende wel steeds rekening gehouden te worden met de relatieve fout (ongeveer 25%). Met behulp van

Tabel IV-1 kon men de invloed van de omstandigheden en warmtetransfers gaan beschouwen en

vergelijken. De vergelijking werd hier vooral gemaakt op basis van de evaporatieflux, aangezien deze

ongeveer 60 tot 75 % van alle warmtetransfers aan het oppervlak innam (relatieve verhouding van

evaporatieve warmte ten opzichte van het totaal tijdens alle experimenten). Bovendien viel de

convectieve warmte moeilijk te vergelijken aangezien een deel van de convectieve warmte verbruikt

werd door evaporatie.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

λ (W

. (m

.K)-1

)

tijd (s)

experiment 6 experiment 1

70

Tabel IV-1: Overzicht van experimentele omstandigheden en hun resultaten.

Experiment Aantal

puimsteentjes

Hoeveelheid

afwasmiddel

(g)

ΔT (°C) ΔC (g

water.m-3

lucht)

Evaporatieflux

(mg water s-1

)

Equivalente λ

(W.(m.K)-1

)

1 1 0,27 5,5-6,3 12,8-14,1 5,69 0,98

2 1 0,44 9 12-13 5,9 0,89

3 1 0,15-0,30 1-4 10-15 5,75 0,67-0,70

4 0 0,20 2,2-5,9 21-25 4,13 /

5 0 0,27 8,2-8,9 18,4-19,5 4,18 3,51

6 2 0,17 6-6,25 16,8-17 6,10 1,75

7 0 0,27 9,2-9,7 17-17,7 5,23 4,11

8 1 0,17 6,3 15,8-16,9 4,85 1,13

9 1 0,27 7,5-9 13,5-16,7 5 0,80

10 2 0,27 4,6-6,7 13,5-17 5,38 1,85

11 2 0,27 8-9 16,8-18,8 8,56 2,02

12 2 0,37 6-7,3 17-19 8,44 1,22

Vergelijking van experiment 5 en 7 leert dat er ondanks dezelfde hoeveelheid afwasmiddel en de

afwezigheid van puimsteentjes, een verschillende λ werd bekomen. In experiment 7 werd een hogere

λ bekomen samen met een grotere evaporatieflux (5,23 versus 4,18 mg water.s-1

). De hogere

evaporatieflux zorgde voor een hogere λ-waarde (zie vergelijking 24 en 25). De hogere evaporatieflux

kon op zijn beurt verklaard worden door een hogere T in experiment 7, wat een grotere evaporatie en

convectie kon veroorzaken (zie vergelijking 38 en 45).

Hetzelfde effect werd waargenomen bij vergelijking van experimenten 10 en 11. Opvallend hierbij

was dat de evaporatieflux in experiment 11 veel hoger was dan bij experiment 10, maar dat het effect

op λ veel kleiner was. De evaporatieflux van experiment 11 lag 60 % hoger dan deze van experiment

10, met een stijging van λ van 17%. Tussen experiment 5 en 7 was er al een stijging van 10 % voor λ

bij een toename van de evaporatieflux van slechts 25%. Een mogelijkheid hierbij was dat door een

toename van de evaporatieflux met 60 %, de structuur ook gewijzigd werd en de bellengrootte afnam.

Op deze manier vonden twee processen plaats: toename van λ door toenemende warmtetransfers en

afname van de equivalente λ door afname van de gemiddelde bellengrootte. Het verschil in structuur

werd echter amper waargenomen in het fotomateriaal. Een tweede mogelijkheid was een foute

bepaling van zowel de schuimtemperatuur als dikte bij één van deze experimenten of andere foutieve

metingen (door hoge relatieve fout). De opstelling constant gesloten houden zou dus een grote

verbetering voor de experimentele proefopstelling. Dit is mogelijk indien er een IR-meter met

datalogger geplaatst kan worden die elke vijf seconden een meting uitvoert over het volledige

71

oppervlak van de schuimlaag. Daarnaast kan men via een doorzichtige zone de dikte bepalen op

regelmatige tijdstippen.

Het belang van het constant houden van de omgevingscondities tussen verschillende experimenten

werd aangetoond door het vergelijken van experimenten 4 en 6. Zoals voorheen vermeld zorgde een

toevoeging van detergent mogelijks voor een reductie van de schijnbare λ. Dit was hier echter niet te

zien door het verschil in evaporatieflux. In tegenstelling tot de andere experimenten, kreeg men na

toevoeging van detergent een hogere λ. Echter toonden de experimenten 1,7 en 10 de invloed van de

bellengrootte op λ opnieuw aan, bij ongeveer dezelfde condities. Rekening houdend met de relatieve

fout van 25% kon men nog steeds concluderen dat er een significant verschil is.

Figuur IV-11 toont het verloop van de temperaturen van het vat als de schuimlaag aan, alsook de

evaporatieflux en de dikte. Dit experiment wordt experiment 13 genoemd, er werd 0,27 g Dreft in het

systeem gebracht en er was slechts één puimsteentje aanwezig.

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

0,012

0,014

0,016

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 2000 4000 6000 8000

Tem

pe

ratu

ur

( °

C)

, dik

te s

chu

im (

cm

)

Tijd dikte schuim temperatuur schuim

Temperatuur vat evaporatieflux

eva

po

rati

efl

ux

( g

wat

er.

s-1)

A

72

Figuur IV-11: A) Verloop van dikte, temperatuur van de schuimlaag alsook de evaporatieflux en

temperatuur van het vat tijdens experiment 13, B) Verloop van λ bij experiment 13.

In het experiment (zie Figuur IV-11 A) daalde de temperatuur eerst omdat het warmwaterbad warmte

afvoerde van het vat. Na 2000 s liet men de temperatuur van het warmwaterbad toenemen. De

temperatuur van het schuimvat nam hierdoor na 3000/3500 s ook geleidelijk aan toe. Door toename

van de temperatuur van het schuimvat nam ook de temperatuur van de schuimlaag toe, met als gevolg

een stijging van de evaporatieflux. De figuur toont aan dat de dikte van de schuimlaag afnam terwijl er

verondersteld werd dat de hoeveelheid detergent constant bleef. Afname van de dikte kon dan te

wijten zijn aan verandering van de schuimstructuur of de destabilisatie door een hogere evaporatieflux.

Figuur IV-11 B geeft de evolutie van de equivalente λ.

Het vergde enige tijd vooraleer de schuimlaag gestabiliseerd was. Er werd eerst tussen 3000 en 3500 s

een equivalente λ van ongeveer 1 W.(m.K)-1

bekomen. Vanaf 3000 s was een bijna continue

opwarming van het schuimvat zichtbaar in Figuur IV-11 A, de evaporatieflux begon echter slechts na

4000 s sterk toe te nemen. Deze trend was ook zichtbaar in Figuur IV-11 B. Door een toenemende

evaporatieflux (en ook convectie en straling) nam ook de equivalente λ toe volgens vergelijking 24 en

25. Dit is het geval tot 7000 s, hierna volgde stabilisatie en nadien zelfs een daling van λ. De stijgende

trend oversteeg de mogelijke fouten. Men kon dus besluiten dat tot op een zeker moment λ toenam bij

een stijgende evaporatieflux. Na 7500 s bekwam men een schijnbare λ van 1,80 W.(m.K)-1

, wat

overeenkwam met de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt bij een grotere bellengrootte (twee tot

vier mm). Op het fotomateriaal was er echter geen structuurverandering te zien. Daarnaast was het

onwaarschijnlijk dat de bellengrootte toenam bij een toenemende evaporatieflux, aangezien grotere

bellen minder stabiel zijn.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

0 2000 4000 6000 8000

λ(

W (

m*K

) -1

)

Tijd (s) B

73

De trend kon te verklaren zijn door twee verschillende processen die elkaar tegenwerkten. Een

stijgende evaporatieflux kon echter op twee manieren een invloed hebben: enerzijds een stijgende

equivalente λ door toenemende oppervlaktewarmtetransfers, anderzijds afname van de stabiliteit van

de schuimlaag. Door afname van de stabiliteit van de schuimlaag konden grotere bellen benadeeld

worden, waardoor de gemiddelde bellengrootte in de schuimlaag afnam. Uit vorige experimenten

bleek dat een kleinere bellengrootte een kleinere schijnbare warmtegeleidingscoëfficiënt had. Op de

foto‘s werd echter opnieuw geen duidelijk verschil in bellengrootte aangetroffen, aangezien de

bellengrootte al miniem was.

In Li et al. (2010) wordt aangetoond dat de relatieve vochtigheid een grote rol speelt in de stabiliteit en

de hoogte van de schuimlaag. De invloed van de evaporatie is dus niet te onderschatten. Een

toenemende evaporatie zorgde voor een reductie van de stabiliteit en voor een verlaging van de

schuimhoogte. Een lagere evaporatieflux zorgde enerzijds voor een lagere λ en anderzijds voor een

hogere schuimhoogte. Beide zorgden voor een hoger isolerend vermogen. In de werkelijkheid zal deze

factor zeer moeilijk te controleren zijn door de variërende omstandigheden.

2. Evaporatie-analyse

2.1. Vergelijking van twee experimenten

Figuur IV-12 toont twee opeenvolgende experimenten (experiment 8 en 9) die enkel verschillen in

surfactantconcentratie. Er werd enkel naar de evaporatieflux gekeken tussen deze twee experimenten.

Figuur IV-12: Verloop van de C , T en evaporatieflux tijdens experiment 8 (0-4500s) en 9 (4500- 8000s).

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

0,012

0,014

0

5

10

15

20

25

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

Wat

erd

amp

con

cen

trat

ieve

rsch

il (g

wat

er.

m-3

)

Tijd (s) waterdampconcentratieverschil temperatuurverschil evaporatieflux

eva

po

rati

efl

ux

( g

wat

er.

s-1)

74

In experiment 8 was er 0,17 g Dreft aanwezig (0-4500 s), in experiment 9 0,27 g (4500-8000 s). Na

inbreng van 0,10 g extra afwasmiddel na 4500 s was de evaporatieflux toegenomen ondanks een

afname in zowel ∆C als ∆T (respectievelijk logaritmisch waterdampconcentratieverschil en

logaritmisch temperatuurverschil) ten opzichte van het eerste deel van het experiment (minder

afwasmiddel en waarschijnlijk grotere bellengrootte). ∆C en ∆T namen zelfs toe in experiment 9, dit

kon plaatsvinden door een gewijzigde luchtsamenstelling en wijzigingen in de schuimtemperatuur. De

stijgende evaporatieflux in experiment 9 kon te wijten zijn aan ∆C en ∆T. De trend in de

evaporatieflux (evaporatieflux experiment 8 lager dan experiment 9) kon een aanwijzing zijn voor een

verschillende evaporatiereductie en een mogelijke oorzaak van verandering van

bellengrootte/structuur van de schuimlaag. De verandering van ∆T kon wijzen op een verlaging van de

convectie aangezien het de drijvende kracht voor convectie is.

2.2. Vergelijking van evaporatie tussen schuim- en referentievat

Na een vergelijkende studie tussen het referentievat en het schuimvat, bleek dat er steeds een

evaporatiereductie bekomen werd tussen de 65 en 85% (zie Tabel IV-2). Echter is er in deze gegevens

geen directe trend te zien tussen de verschillende schuimstructuren, hoewel deze verwacht werd door

een veranderende bellengrootte en bijgevolg ook een andere oppervlakte-volume-verhouding. De

methode (gebaseerd op massatransfercoëfficiënt, hm) werd aangepast en de analyse werd uitgevoerd

op basis van de filmtemperatuur (zie Tabel IV-2 ). Door vergelijking van de filmtemperatuur in plaats

van hm kan men de foutenlast verlagen. Indien er verondersteld werd dat de snelheidsprofielen in beide

vaten gelijk waren, was het enkel nog de filmtemperatuur die een invloed had op de

massatransfercoëfficiënt. Opnieuw werd geen trend vastgesteld tussen de verschillende

schuimstructuren, ondanks het verschil in stabiliteit en bleek de evaporatiereductie te schommelen

tussen 65 en 88%. Een trend tussen de evaporatiereductie en de structuur was niet herkenbaar. De

resultaten op basis van massatransfercoëfficiënt waren vergelijkbaar met deze van de filmtemperatuur.

Er dienen meerdere experimenten bij verschillende evaporatiefluxen uitgevoerd te worden om meer

inzicht te verkrijgen in de rol van de structuur.

75

Tabel IV-2: Evaporatiereductie (op basis van hm en Tfilm) bij verschillende structuren en evaporatiefluxen.

Er werd voor alle experimenten een standaarddeviatie gevonden ±3 tot 5% over de tijdsreeks.

Experiment Aantal

puimsteentjes

Hoeveelheid

detergent

(g)

Evaporatieflux

(mg water s-1

)

Evaporatiereductie

op basis van hm

(%)

Evaporatiereductie

op basis van Tfilm

(%)

1 1 0,27 5,69 72 70

5 0 0,27 4,18 87 89

8 1 0,17 4,85 80,5 80,5

9 1 0,27 5 74 79

10 2 0,27 5,38 79,2 /

11 2 0,27 8,56 65,2 66

12 2 0,37 8,44 70 70

Wat wel opviel in de resultaten van de evaporatiereductie was de invloed van de evaporatie zelf. Hoe

groter de evaporatie was, hoe lager de evaporatiereductie. Het evaporatieproces kon zichzelf dus

versnellen. Indien de evaporatie toenam, nam de evaporatiereductie af waardoor de evaporatie

opnieuw verder toenam. Li et al. (2010) bevestigen dat bij toenemende evaporatieflux de stabiliteit van

de schuimlaag verlaagt. Hoe lager de stabiliteit van de schuimlaag, hoe minder de evaporatieflux

gereduceerd wers. Daarnaast dient men op te merken dat de densiteit van de schuimlaag ook haar rol

zal spelen. Dit kon hier echter niet getest worden, maar verwacht wordt dat naarmate de densiteit van

de schuimlaag toeneemt de evaporatiereductie toeneemt.

2.3. Experiment met variërende evaporatieflux

Voor experiment 13 in Figuur IV-11 was waar te nemen dat de schuimtemperatuur werd opgedreven

en bijgevolg ook de evaporatieflux. Het verloop van de evaporatiereductie gedurende experiment 13

wordt weergegeven in Figuur IV-13. Bij een geforceerde toename van de evaporatieflux zag men de

relatieve evaporatiereductie afnemen. Tussen 2000 en 4500 s was deze trend amper te zien, maar

vanaf 6000 s werd de dalende trend zichtbaar.

76

Figuur IV-13: Verloop van de evaporatiereductie ( ) en de evaporatieflux ( ) over experiment 13 heen.

Het was echter opmerkelijk dat in Figuur IV-11 na 6000 s de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt

stabiliseerde en afnam, terwijl de evaporatiereductie daalde en de evaporatieflux toenam vanaf dit

tijdstip. De verandering van structuur bleef hier een mogelijke redenering: naarmate de stabiliteit

afnam, werden grotere bellen minder stabiel. De schijnbare λ bij toenemende evaporatieflux werd dus

waarschijnlijk door twee processen bepaald: toename van schijnbare λ door toenemende

warmtetransfers, afname van de schijnbare λ door veranderende bellengrootte en stabiliteit.

3. Modelsimulaties

Nu er dankzij de experimentele metingen meer inzicht is verworven in de thermische eigenschappen

van de schuimlaag, konden de resultaten van de experimenten via het model verwerkt worden. Eerst

werd, na toevoeging van de nitrificatiewarmte, het belang van hoge belasting benadrukt. Daarna

werden de resultaten van het experimentele werk gemodelleerd en besproken.

3.1. Invloed belasting

De invloed van de belasting van het influent op het warmteoverschot wordt getoond in Figuur IV-14.

De figuur toont aan dat naarmate de belasting toenam, het warmteoverschot in het bekken ook toenam.

Er dient opgemerkt te worden dat bij toename van de hoeveelheid COD per m³ influent, ook de

hoeveelheid stikstof toenam bij een constante koolstof/stikstof-verhouding. Men nam waar dat bij lage

belastingen geen tot weinig warmteoverschot is, in tegenstelling tot een hoge belasting (vanaf 25 kg

COD. m-³ influent). COD in het influent is dus van groot belang.

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

0,012

0,014

0,016

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 2000 4000 6000 8000

eva

po

rati

ere

du

ctie

(%

)

Tijd (s)

evaporatiereductie evaporatieflux

eva

po

rati

efl

ux

(g w

ate

r.s-1

)

77

Daarnaast kon men ook waarnemen dat naarmate de koolstof/stikstof-verhouding toeneemt, het

warmteoverschot afneemt. Bij een belasting van 30 kg COD. m-³ influent daalt het warmteoverschot

met 25% bij een wijziging van de koolstof/stikstof-verhouding van 4,6 naar 10. Het toevoegen van de

nitrificatiewarmte is dus zeker van belang. Hoge belasting is dus vereist voor het recupereren van

warmte uit het aëratiebekken en kan daarnaast zorgen voor een groter warmteoverschot.

Figuur IV-14: Invloed van COD- en stikstofbelasting op de warmte-overvloed. De warmte-overvloed

wordt bepaald voor verschillende koolstof/stikstof-verhoudingen.

3.2. Verwerking van experimenteel werk

Na het experimenteel werk werden de verschillende experimentele resultaten verwerkt door het

bestaand model (op basis van beluchtingsbekken). Eerst wordt de invloed van de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt en evaporatiereductie besproken. Vervolgens werd de invloed van de

evaporatie van een werkelijke biologische schuimlaag bestudeerd met gegevens van Samijn (2011).

Vervolgens werd een nieuw scenario opgesteld met de gevonden experimentele resultaten. In het

bestaand model werd de evaporatie beschouwd als evaporatie aan een vrij wateroppervlak. Met de

evaporatiereductie wordt dus de reductie ten opzichte van een wateroppervlak vrij van surfactanten

bedoeld. Tenslotte werd het model ook uitgebreid met het anaeroob gedeelte van het bekken.

3.2.1. Invloed van equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt en evaporatiereductie

Bij drie verschillende bellengroottes, werden drie verschillende equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënten bekomen (1 - 1,7 - 3,5 W.(m.K)-1

) en een evaporatiereductie van 60 tot

80 % (invloed van temperatuurdaling op evaporatie ingecalculeerd). In het experimenteel werk werd

geen link gevonden tussen de bellengrootte en de evaporatieflux, waardoor deze los van elkaar staan.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30 35 40

War

mte

ove

rsch

ot

(TJ.

jaar

-1)

kg COD. m-3 influent

C/N 4,6 C/N 6 C/N 8 C/N 10

78

Er werd aangetoond dat naarmate de bellengrootte toenam, ook de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt toenam. Aangezien geen specifieke resultaten voor actief slib beschikbaar

waren, werden de experimenteel bekomen coëfficiënten samen met een schuimdikte van 0,03 m

geïmplementeerd in Matlab om de invloed op het warmteoverschot te bepalen. Voor alle drie de

verschillende equivalente warmtegeleidingscoëfficiënten werden vier verschillende scenario‘s

opgesteld. Het eerste scenario bevatte geen evaporatiereductie. Daartegenover werd in de drie andere

scenario‘s een evaporatiereductie verondersteld van respectievelijk 60, 70 en 80 %. De resultaten voor

de verschillende scenario‘s worden weergegeven in Figuur IV-15.

Figuur IV-15 : Warmteoverschot in het aeroob bekken bij aanwezigheid van het afwasmiddelschuim met

drie verschillende equivalente warmtegeleidingscoëfficiënten (λ). 1) Geen evaporatiereductie, 2) 60 %

evaporatiereductie, 3) 70 % evaporatiereductie, 4) 80% evaporatiereductie. Het relatief verschil tussen 1

W.(m.K)-1

en 3,5 W.(m.K)-1

werd telkens bovenaan weergegeven.

Scenario 1 uit Figuur IV-15 toont aan dat naarmate de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt

toenam, de evaporatiereductie drastisch daalde. Indien de equivalente warmtegeleidingseigenschappen

veranderden van 1W.(m.K)-1

naar 3,5 W.(m.K)-1

verkreeg men een warmteoverschotreductie van 60%.

Er kon geconcludeerd worden dat de bellengrootte van belang was voor het warmteoverschot in het

bekken. Hoewel deze simulaties werden uitgevoerd met de resultaten van het afwasmiddelschuim en

niet met resultaten van actief slib, mag men hetzelfde resultaat verwachten voor biologische

vloeistofschuimen op actief slib.

Als scenario 1 vergeleken werd met scenario‘s 2, 3 en 4 (respectievelijke evaporatiereducties van 0-

60-70-80%), werd de invloed van de evaporatie waargenomen. De evaporatiereductie door de

schuimlaag was dus zeker niet te verwaarlozen. Voor eenzelfde waarde van de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt nam het warmteoverschot met 10 % toe, als de evaporatiereductie toenam

van 60 naar 85%. Op deze manier kon het warmteoverschot verder geoptimaliseerd worden. Naast de

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

1 2 3 4

War

mte

ove

rsch

ot

(TJ.

jaar

-1)

Scenario

1 W.(m.K)-1 1,7 W.(m.K)-1 3,5 W.(m.K)-1

59% 41% 37% 32%

79

toename van het warmteoverschot werd ook waargenomen dat het relatief verschil tussen de

warmteoverschotten bij verschillende equivalente warmtegeleidingscoëfficiënten was afgenomen. De

invloed van de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt was dus veel kleiner (59 % versus 32%). Bij

een toenemende evaporatiereductie, nam de grootte van de oppervlaktetransfers af waardoor de

invloed van de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt van de schuimlaag relatief afnam. Voor

biologische vloeistofschuimen kan men ook een evaporatiereductie (ten opzichte van een

wateroppervlak vrij van surfactanten) verwachten die zijn invloed zal hebben op het warmteoverschot.

Met de gegevens van Samijn (2011) werd de mogelijke invloed van de evaporatiereductie van een

biologische schuimlaag bepaald. Door simulaties bij verschillende evaporatiereducties werd Figuur

IV-16 bekomen (equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt =13 W.(m.K)-1

en dikte =0,17 m). Figuur

IV-16 geeft weer in welke mate een evaporatiereductie voor een wijziging van het warmteoverschot

zorgt. Naarmate de evaporatiereductie van de schuimlaag toenam, nam het warmteoverschot ook toe.

Bij een reductie van 60 % neemt het warmteoverschot met ongeveer 55 % toe. Indien men de

evaporatie volledig kon tegengaan (100% reductie), nam het warmteoverschot toe met 150 %. De

grote invloed van de hoeveelheid evaporatie op het warmteoverschot toont duidelijk het nut aan van

onderzoek rond methoden om de evaporatieflux te reduceren, bv. via een schuimlaag.

Figuur IV-16: Warmteoverschot in functie van de evaporatiereductie voor een biologische schuimlaag op

het aeroob bekken (equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt =13 W.(m.K)-1

en dikte =0,17 m).

3.2.2. Seizoensvariaties

Door het experimenteel werk kreeg men ook verder inzicht in de rol van de seizoenen. Bij een hogere

evaporatieflux werd steeds een lagere evaporatiereductie gevonden, bovendien nam de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt ook toe (experiment 13). Men kon dus een scenario opstellen waar de

0%

50%

100%

150%

200%

250%

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0% 20% 40% 60% 80% 100%

War

mte

ove

rvsc

ho

t (T

J. ja

ar-1

)

Evaporatiereductie

rela

tie

f w

arm

teo

vers

cho

t(%

)

80

eigenschappen veranderen door verandering van het seizoen. In de herfst- en wintermaanden (oktober

tot en met maart) kan op deze manier een evaporatiereductie van 80 % en een schijnbare

warmtegeleidingscoëfficiënt van 1 W.(m.K)-1

opgesteld worden (scenario 1 in Figuur IV-17). In de

zomer neemt de evaporatiereductie af tot 60 % door de hogere evaporatieflux en stijgt de schijnbare

warmtegeleidingscoëfficiënt tot 1,5 W.(m.K)-1

(scenario 2 in Figuur IV-17).

Figuur IV-17: Warmteoverschot per maand voor twee verschillende scenario’s. Scenario 1 hield geen

rekening met de invloed van de seizoenen (evaporatiereductie = 80% en =1 W.(m.K)-1

), Scenario 2 wel

(evaporatiereductie = 60 % en λ=1,5 W.(m.K)-1

in de maanden maart tot en met september).

Het warmteoverschot in de lente- en zomermaanden (april tot en met september) was door de invloed

van de seizoenen verlaagd (zie Figuur IV-17). Het totaal warmteoverschot over het volledige jaar was

hierdoor afgenomen. Deze trend diende zeker niet als negatief beschouwd te worden want op deze

manier verkreeg men een constanter warmteoverschot in het bekken. In het werk van Samijn (2011)

werden verschillende scenario‘s met verschillende warmtepompen opgesteld om het warmteoverschot

te optimaliseren. Door de verandering van de equivalente warmtegeleidingseigenschappen en de

evaporatiereductie (van april tot en met september), bekwam men een veel constanter

warmteoverschot. Als men bovendien de dikte van de schuimlaag in de winter opvoerde (van 0,03 m

naar 0,06 m), werd een nog constanter warmteoverschot bekomen (zie Figuur IV-18). Deze opvoering

van hoogte kan deels kunstmatig gerealiseerd worden door technieken die schuimvorming bevorderen,

anderzijds natuurlijk door een lagere evaporatieflux in de herfst en winter. De lagere evaporatieflux

leverde op deze manier een stabielere en hogere schuimlaag op. Figuur IV-18 toont dat het

warmteoverschot over het jaar heen constanter werd. Op deze manier kon men via het gebruik van één

warmtepomp met een bepaald vermogen een bepaalde hoeveelheid warmte het hele jaar door

onttrekken.

0

1

2

3

4

5

6

7

War

mte

ove

rsch

ot

(TJ.

maa

nd

-1)

scenario 1 scenario 2

81

Figuur IV-18: Warmteoverschot per maand voor twee verschillende scenario’s. Scenario 1 hield geen

rekening met de invloed van de seizoenen (evaporatiereductie = 80% en λ=1 W.(m.K)-1

), Scenario 2 wel

(evaporatiereductie = 60 % en λ=1,5 W.(m.K)-1

in lente- en zomermaanden en evaporatiereductie = 80%

en λ=1 W.(m.K)-1

in winter- en herfstmaanden).

3.2.3. Uitbreiding model met anaeroob bekken

Het model kon nu ook echter uitgebreid worden met het anaeroob deel. De denitrificatiewarmte was

eerder al berekend en experimentele resultaten toonden aan dat de structuur van de schuimlaag een

belangrijke rol speelde in de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt. Bij uitbreiding van het model

kon men veronderstellen dat bij beide gedeeltes van een bekken een schuimlaag aanwezig zal zijn,

maar dat deze sterk zal verschillen in structuur. Bij een eerste simulatie werd dezelfde samenstelling

van schuimlaag verondersteld over het volledige bekken(dikte=0,03m–equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt= 3,5 W.(m.K)-1–evaporatiereductie=70% zowel aeroob als anaeroob

gedeelte). Er werd een warmteoverschot van 43 TJ. jaar-1

bekomen. Het warmte-overschot was ten

opzichte van een beluchtingsbekken met 60 % toegenomen (bij simulatie van enkel het

beluchtingsbekken werd een warmteoverschot van 27 TJ.jaar-1

). In het anaeroob bekken bleek de

biologische restwarmte ook zijn rol te spelen. Wel dient men opmerken dat voor de denitrificatie alle

COD van methanol afkomstig was, er werd op deze manier ‗biologische‘ warmte toegevoegd aan het

systeem (zie II.2.4.).

Bij een tweede simulatie werd verondersteld dat een schuimlaag met kleinere bellengrootte werd

gevormd in het anaeroob gedeelte. De aanwezige organismen brengen stikstofgas in kleine bellen in

het bekken, hierdoor wordt een compacte schuimlaag met kleine bellengrootte verwacht. De

equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt werd hierdoor 1 W.(m.K)-1

verondersteld. De

evaporatiereductie en dikte bedroegen respectievelijk 70% en 0,03m. Voor het aeroob bekken werden

0

1

2

3

4

5

6

7

War

mte

ove

rsch

ot

(TJ.

maa

nd

-1)

scenario 1 scenario 2

82

dezelfde condities gesteld als in de vorige simulatie. In dit scenario bedroeg het warmteoverschot 58

TJ. jaar -1

. Door twee schuimlagen te controleren en de compactere schuimlaag op het anaeroob

bekken was het mogelijk het warmteoverschot verder te optimaliseren en meer te controleren.

3.2.4. Besluit

Met schuimvorming verhoogde het potentiële warmteoverschot door zijn isolerende eigenschappen

enerzijds en door de ermee gepaard gaande evaporatiereductie anderzijds. De evaporatie werd niet

enkel gereduceerd door wijziging van de oppervlaktetemperatuur, maar ook door de aanwezigheid van

de surfactanten. Met de evaporatiereductie werd hier verwezen naar de reductie van de evaporatieflux

ten opzichte van een vrij wateroppervlak, dus niet de evaporatiewijziging door de schuimstructuur ten

opzichte van een wateroppervlak met surfactanten (zonder schuimvorming). Daarnaast werd het

duidelijk dat de equivalente warmtegeleidingscoëfficiënten van de schuimlaag gewijzigd kon worden

door onder andere de bellengrootte. Simulaties toonden aan dat hierdoor het warmteoverschot verder

kon geoptimaliseerd worden en over het gehele jaar een constanter warmteoverschot werd bekomen.

Bij uitbreiding van het model (anaeroob gedeelte ingecalculeerd) nam het warmteoverschot verder toe

en gaf het gebruik van twee verschillende schuimlagen nog meer controle over het warmteoverschot.

83

V. Conclusies en perspectieven Schuimvorming in WZI wordt vaak als negatief aanzien, maar onderzoeken zoals bv. Sieprath (2011)

tonen aan dat schuimvorming naast zijn isolerend vermogen ook een economische meerwaarde kan

betekenen door onder andere recuperatie van proteïnen, biosurfactanten,… Het schuim kan dus

aanzien worden als grondstof en isolator. Er is echter nog maar weinig geweten over schuimstimulatie

in WZI, de focus in de literatuur ligt vooral op afbraak van de schuimlaag. Verder onderzoek over hoe

men een schuimlaag kan stimuleren en beheren is dus vereist. Eerst worden de conclusies en

perspectieven van het experimenteel werk gegeven (V.1.), daarna deze van het model (V.2.).

1. Experimenteel werk

In het experimenteel werk werd de focus gelegd op de warmtegeleiding van een schuimlaag. Er werd

hier geopteerd om schuim te creëren met behulp van afwasmiddel om de complexiteit te verlagen.

1.1. Warmtegeleiding over een schuimlaag

Een eerste doel van het experimenteel werk was om meer inzicht te verkrijgen in de warmtegeleiding

van een gevormde schuimlaag. Verschillende factoren werden gewijzigd (surfactanten, bellengrootte)

om hun invloed op de warmtegeleiding na te gaan. Bellengrootte en stabiliteit bleken de grootste

invloedsfactoren op de warmtegeleiding te zijn. Het was mogelijk de equivalente

warmtegeleidingscoëfficiënt te laten variëren van 1 tot 4,5 W.(m.K)-1

bij een respectievelijke

bellengrootte van enkele mm tot 1 à 2 cm in een afwasmiddelschuim. De literatuur vermeldt

bellengroottes tot 10 cm in schuimlagen op WZI. Verwacht wordt dus dat de schijnbare

warmtegeleiding nog verder oplopen.

Een probleem tijdens vele experimenten was de moeilijkheid voor het verwezenlijken van een

uniforme schuimlaag . Zelfs in deze kleine opstelling met schuimlagen van afwasmiddel was dit een

groot probleem.

De experimenten in deze scriptie werden uitgevoerd met behulp van detergent en water. Verder

onderzoek met betrekking tot het gedrag van een schuimlaag op actief slib is dus vereist. De

samenstelling van het slib zal hierin echter een belangrijke rol spelen. Bovendien zal de samenstelling

niet steeds hetzelfde zijn, wat de complexiteit verhoogt. Bovendien zijn er stuctuurverschillen tussen

de schuimlagen op aerobe en anaerobe bekkens. Op het anaeroob bekken is deze vaak kleiner en is de

schuimlaag compacter, wat dus gepaard zou kunnen gaan met een beter isolerend vermogen. Een

vergelijkende studie tussen het gevormde schuim op aerobe en anaerobe bekkens lijkt dus aangegeven.

Door gebruik te maken van twee verschillende schuimlagen kan men het warmteoverschot in het

bekken nog beter controleren.

84

1.2. Evaporatie aan een schuimoppervlak

Wat de evaporatie betreft, kan men concluderen dat er zeker een verschil is in evaporatie tussen een

water- en schuimoppervlak. Voor het schuim bekomen met afwasmiddel werd een reductie gevonden

van 60 tot 85 %. Een trend tussen de verschillende schuimstructuren (op basis van bellengrootte) werd

niet waargenomen, wel werd waargenomen dat naarmate de evaporatieflux toenam de

evaporatiereductie daalde vanaf een zeker moment. Wijziging van de stabiliteit van de schuimlaag was

hier een mogelijke verklaring voor. Zoals al aangetoond in het modelleerwerk, kan een

evaporatiereductie voor grote hoeveelheden warmteoverschot zorgen. De evaporatiereductie werd

steeds ten opzichte van een vrij wateroppervlak berekend aangezien dit in het model ook zo

aangegeven stond. Verder onderzoek dient ook gericht te worden naar de invloed van een schuimlaag

op de evaporatiereductie ten opzichte van een wateroppervlak waar al surfactanten aanwezig zijn

zonder schuimvorming.

1.3. Optimalisatie van de experimentele proefopstelling

De experimentele proefopstelling kan verder geoptimaliseerd worden om de foutenlast te verlagen.

Een mogelijkheid om de omstandigheden nog beter te controleren betreft het inblazen van een vaste

luchtsamenstelling over het vat. Bij deze experimenten was de temperatuur en relatieve vochtigheid

niets steeds gecontroleerd. Daarnaast kan men ervoor dat een IR-meter ingebouwd is binnen het

schuimvat met een datalogger zodat ook hier om vijf seconden een meting kan uitgevoerd worden van

de schuimtemperatuur zonder dat het systeem geopend dient te worden. Een andere mogelijkheid tot

optimalisatie is het opvolgen van de bellengrootte tijdens het experiment. Via het fotomateriaal was

het vaak moeilijk tot onmogelijk om een gemiddelde bellengrootte te bepalen. Daarnaast was er vaak

ook geen volledige uniformiteit waardoor men echter over het volledige schuimoppervlak de

bellengrootte diende te bepalen. Uniformere beluchting kan voor meer uniformiteit zorgen. Daarnaast

kan aangepaste software gebruikt worden voor de bellengrootte exacter te bepalen.

2. Modelbouw en simulaties

In deze scriptie werd zowel de nitrificatie- als denitrificatiewarmte berekend (17 MJ. kg-1

N versus 40

MJ.kg-1

N en toegevoegd in het model. Door een verandering van de koolstof/stikstof-verhouding (van

4,6 naar 10) nam het warmteoverschot met 25 % af voor het beluchtingsbekken. Bij uitbreiding naar

het anaeroob bekken werd de invloed zelfs nog groter door toevoeging van de denitrificatiewarmte.

Daarnaast had bij een vaste stikstof/koolstofverhouding de hoeveelheid COD ook een grote invloed op

het warmteoverschot. Een hoge belasting van het bekken is dus vereist voor hoge warmterecuperatie

en de toevoeging van de nitrificatiewarmte heeft een grote invloed op de bepaling van het

warmteoverschot. Door berekening van de anaerobe denitrificatie, kon het model uitgebreid worden

85

over het volledige bekken (zowel het aeroob als anaeroob deel). Op deze manier kon men nog een

beter beeld krijgen van het warmteoverschot van het bekken.

Via simulaties werd het nut van de experimenten benadrukt, in het bijzonder met betrekking tot de

schijnbare warmtegeleiding van een schuimlaag op een bekken, een fenomeen waarover weinig

geweten is. Toename van de evaporatiereductie verhoogde het warmteoverschot aanzienlijk. Bij een

totale evaporatiereductie kon er zelfs tot 150 % extra warmte behouden en gerecupereerd worden

3. Simulatie studie

Met behulp van simulaties werden de experimentele resultaten via verschillende scenario‘s verwerkt.

De verschillende equivalente warmtegeleidingscoëfficiënten en evaporatiereducties werden

gesimuleerd, een scenario met een mogelijke invloed van de seizoenen werd opgesteld en tenslotte

ook een scenario met twee verschillende schuimlagen in een bekken met een aeroob en anaeroob

gedeelte.

Een toenemende bellengrootte zorgde voor een toename van de schijnbare

warmtegeleidingscoëfficiënt die op zijn beurt weer zorgde voor een sterke daling van het

warmteoverschot. In de simulaties werd duidelijk dat naarmate de evaporatiereductie toenam, de rol

van de warmtegeleidingscoëfficiënt relatief verkleinde. De schuimlaag zal niet enkel het

warmteoverschot wijzigen door zijn isolerend vermogen, maar ook door zijn evaporatiereductie.

Daarnaast kon men via simulaties nagaan dat er door wijzigingen van de bellengrootte en bijgevolg

ook de schijnbare warmtegeleidingscoëfficiënt een constanter warmteoverschot over het gehele jaar

kon bekomen worden. De resultaten benadrukken de invloed van een schuimlaag op het

warmteoverschot en het potentieel van warmterecuperatie uit hoogbelaste bekkens. Bij uitbreiding van

model kan men via twee verschillende schuimlagen de controle over het warmteoverschot verder

opdrijven.

Verdere simulaties kunnen uitgevoerd worden met schijnbare warmtegeleidingscoëfficiënten van een

biologisch vloeistofschuim. Daarnaast kan men het warmteoverschot nog verder zo constant mogelijk

per maand te verkrijgen. Op deze manier kan de werking van de warmtepomp verder geoptimaliseerd

worden.

.

86

87

VI. Bibliografie Ahmed, Z., Cho, J., Lim, B.-R., Song, K.-G., & Ahn, K.-H. (2007). Effects of sludge retention time on

membrane fouling and microbial community structure in a membrane bioreactor. Journal of Membrane

Science, 287(2), 211-218.

Amann, R., & Ludwig, W. (2000). Ribosomal RNA-targeted nucleic acid probes for studies in microbial

ecology. [Review]. FEMS Microbiology Reviews, 24(5), 555-565.

Andreasen, K., & Nielsen, P. H. (2000). Growth of Microthrix parvicella in nutrient removal activated sludge

plants: Studies of in situ physiology. [Article]. Water Research, 34(5), 1559-1569.

Aulenta, F., Bassani, C., Ligthart, J., Majone, M., & Tilche, A. (2002). Calorimetry: a tool for assessing

microbial activity under aerobic and anoxic conditions. Water Research, 36(5), 1297-1305.

Barjenbruch, M., & Kopplow, O. (2003). Enzymatic, mechanical and thermal pre-treatment of surplus sludge.

Advances in Environmental Research, 7(3), 715-720.

Barnes, G. T. (1993). Optimum conditions for evaporation control by monolayers. Journal of Hydrology, 145(1–

2), 165-173.

Barnes, G. T. (2008). The potential for monolayers to reduce the evaporation of water from large water storages.

Agricultural Water Management, 95(4), 339-353.

Barnes, G. T., & Hunter, D. S. (1982). Heat conduction during the measurement of the evaporation resistances of

monolayers. Journal of Colloid and Interface Science, 88(2), 437-443.

Basheva, E. S., Ganchev, D., Denkov, N. D., Kasuga, K., Satoh, N., & Tsujii, K. (1999). Role of Betaine as

Foam Booster in the Presence of Silicone Oil Drops. Langmuir, 16(3), 1000-1013.

Bendt, T., Rahman, A., Rolfs, C.H. and Kelle-Emden, A. (1989). Nocardioform Actinomycetes in

modellklaranlagen. Korr. Abwass., 36.

Beneventi, D., Carre, B., & Gandini, A. (2001). Role of surfactant structure on surface and foaming properties.

Colloids and Surfaces A: Physicochemical and Engineering Aspects, 189(1–3), 65-73.

Bill, K. A., Bott, C. B., & Murthy, S. N. (2009). Evaluation of alternative electron donors for denitrifying

moving bed biofilm reactors (MBBRs). Water science and technology : a journal of the International

Association on Water Pollution Research, 60(10), 2647-2657.

Binks, B. P. (2002). Particles as surfactants—similarities and differences. Current Opinion in Colloid &amp;

Interface Science, 7(1–2), 21-41.

Blackall, L. L., & Marshall, K. C. (1989). The mechanism of stabilization of actinomycete foams and the

prevention of foaming under laboratory conditions. Journal of Industrial Microbiology &

Biotechnology, 4(3), 181-187.

Blackall, L. L., Tandoi, V., & Jenkins, D. (1991). Continuous Culture Studies with Nocardia amarae from

Activated Sludge and Their Implications for Nocardia Foaming Control. Water Environment

Federation, 63.

Brown, A. K., Kaul, A., & Varley, J. (1999). Continuous foaming for protein recovery: part I. Recovery of beta-

casein. Biotechnology and bioengineering, 62(3), 278-290.

Burton, C. H. (1992). A review of the strategies in the aerobic treatment of pig slurry: Purpose, theory and

method. Journal of Agricultural Engineering Research, 53(0), 249-272.

Burton, F., & Tchobanoglous, G. (1992). Wastewater engineering. Metcalf and Eddy, Inc.

88

Buttiglieri, G., Malpei, F., Daverio, E., Melchiori, M., Nieman, H., & Ligthart, J. (2005). Denitrification of

drinking water sources by advanced biological treatment using a membrane bioreactor. Desalination,

178(1–3), 211-218.

Carr, E. L., Eales, K. L., & Seviour, R. J. (2006). Substrate uptake by Gordonia amarae in activated sludge foams

by FISH-MAR. [Article; Proceedings Paper]. Water Science and Technology, 54(1), 39-45.

Carrera, J., Baeza, J. A., Vicent, T., & Lafuente, J. (2003). Biological nitrogen removal of high-strength

ammonium industrial wastewater with two-sludge system. Water Research, 37(17), 4211-4221.

Casey, T. G., Wentzel, M. C., & Ekama, G. A. (1999). Filamentous organism bulking in nutrient removal

activated sludge systems - Paper 11: A biochemical/microbiological model for proliferation of anoxic-

aerobic (AA) filamentous organisms. [Article]. Water Sa, 25(4), 443-451.

Casey, T. G., Wentzel, M. C., Loewenthal, R. E., Ekama, G. A., & Marais, G. v. R. (1992). A hypothesis for the

cause of low F/M filament bulking in nutrient removal activated sludge systems. Water Research,

26(6), 867-869.

Cha, D. K., Jenkins, D., Lewis, W. P., & Kido, W. H. (1992). Process control factors influencing Nocardia

populations in activated sludge. Water Environment Research, 64(1), 37-43.

Chan, N. Y., Hossain, M. M., & Brooks, M. S. (2007). A preliminary study of protein recovery from mussel

blanching water by a foaming process. Chemical Engineering and Processing: Process Intensification,

46(5), 501-504.

Chen, M., Kim, J.-H., Yang, M., Wang, Y., Kishida, N., Kawamura, K., & Sudo, R. (2010). Foaming control by

automatic carbon source adjustment using an ORP profile in sequencing batch reactors for enhanced

nitrogen removal in swine wastewater treatment. Bioprocess and Biosystems Engineering, 33(3), 355-

362.

Chudoba, J., Ottova, V., & Madera, V. (1973). Control of activated sludge filamentous bulking—I. Effect of the

hydraulic regime or degree of mixing in an aeration tank. Water Research, 7(8), 1163-1182.

Clariant. (2009). The Clariant Newsletter on Industrial & Home Care - Defoaming.

Daigger, G., & Nicholson, G. (1990). Performance of four full-scale nitrifying wastewater treatment plants

incorporating selectors. Research Journal of the Water pollution control federation, 62(5), 676-683.

Davenport, R. J., & Curtis, T. P. (2002). Are filamentous mycolata important in foaming? [Article; Proceedings

Paper]. Water Science and Technology, 46(1-2), 529-533.

Davenport, R. J., Pickering, R. L., Goodhead, A. K., & Curtis, T. P. (2008). A universal threshold concept for

hydrophobic mycolata in activated sludge foaming. Water Research, 42(13), 3446-3454.

Daverio, E., Aulenta, F., Ligthart, J., Bassani, C., & Rozzi, A. (2003). Application of calorimetric measurements

for biokinetic characterisation of nitrifying population in activated sludge. Water Research, 37(11),

2723-2731.

de los Reyes Iii, F. L., & Raskin, L. (2002). Role of filamentous microorganisms in activated sludge foaming:

relationship of mycolata levels to foaming initiation and stability. Water Research, 36(2), 445-459.

Debruyne, J. (2008). Mestverwerking volgens het TREVI-concept

Desai, J. D., & Banat, I. M. (1997). Microbial production of surfactants and their commercial potential.

[Review]. Microbiology and Molecular Biology Reviews, 61(1), 47-&.

Di Bella, G., Torregrossa, M., & Viviani, G. (2011). The role of EPS concentration in MBR foaming: Analysis

of a submerged pilot plant. Bioresource Technology, 102(2), 1628-1635.

Eikelboom, D. H., & Buijsen, H. J. (1981). Microscopic Sludge Investigation Manual. Delft.

89

EPAS, N. V. (2010). Cursus Biologische stikstofverwijdering in de praktijk.

Evans, M. R., Svoboda, I. F., & Baines, S. (1982). Heat from aerobic treatment of piggery slurry. Journal of

Agricultural Engineering Research, 27(1), 45-50.

Fernandez, N., Hwang, Y., & Radermacher, R. (2010). Comparison of CO2 heat pump water heater performance

with baseline cycle and two high COP cycles. International Journal of Refrigeration, 33(3), 635-644.

Forster, C. F. (1996). Aspects of the Behaviour of Filamentous Microbes in Activated Sludge. Water and

Environment Journal, 10(4), 290-294.

Frenkiel. (1965). Evaporation reduction: Unesco.

Frijns, J., Hofman, J., & Nederlof, M. (2013). The potential of (waste)water as energy carrier. Energy

Conversion and Management, 65(0), 357-363.

Fryer, M., & Gray, N. F. (2012). Foaming Scum Index (FSI) – A new tool for the assessment and

characterisation of biological mediated activated sludge foams. Journal of Environmental Management,

110(0), 8-19.

Fryer, M., O‘Flaherty, E., & Gray, N. F. (2011). Evaluating the Measurement of Activated Sludge Foam

Potential. Water, 3(1), 424-444.

Ganidi, N., Tyrrel, S., & Cartmell, E. (2009). Anaerobic digestion foaming causes – A review. Bioresource

Technology, 100(23), 5546-5554.

Gillot, S., & Vanrolleghem, P. A. (2003). Equilibrium temperature in aerated basins—comparison of two

prediction models. Water Research, 37(15), 3742-3748.

Gino, C. (2006). Dunne fractie inschakelen in de bemesting van derogatieteelten (pp. 4). Bodemkundige Dienst

van België: Bodemkundige Dienst van België.

Hagopian, D. S., & Riley, J. G. (1998). A closer look at the bacteriology of nitrification. Aquacultural

Engineering, 18(4), 223-244.

Heard, J., Harvey, E., Johnson, B. B., Wells, J. D., & Angove, M. J. (2008). The effect of filamentous bacteria

on foam production and stability. [Article]. Colloids and Surfaces B-Biointerfaces, 63(1), 21-26.

Hladikova, K., Ruzickova, I., Klucova, P., & Wanner, J. (2002). An investigation into studying of the activated

sludge foaming potential by using physicochemical parameters. [Article; Proceedings Paper]. Water

Science and Technology, 46(1-2), 525-528.

Ho, C. F. a. J. (1991). The effect of surfactants on Nocardia foaming in activated sludge. Water sci. techn., 23:4-

6.

Holmberg, K., Jönsson, B., Kronberg, B., & Lindman, B. (2003). Foaming of Surfactant Solutions Surfactants

and Polymers in Aqueous Solution (pp. 437-450): John Wiley & Sons, Ltd.

Hug, T. (2006). Characterization and controlling of foam and scum in activated sludge systems: Z richETH.

Jenkins, D., Palm, J. C., & Parker, D. S. (1980). Relationship between organic loading, dissolved oxygen

concentration and sludge settleability in the completely-mixed activated sludge process. Water pollution

control federation, 52, 2484-2506.

Jenkins, D., Richard, M. G., & Daigger, G. T. (2004). Manual on the causes and control of activated sludge

bulking, foaming, and other separation problems.: IWA.

90

Jobbágy, A., Literáthy, B., & Tardy, G. (2002). Implementation of glycogen accumulating bacteria in treating

nutrient-deficient wastewater. Water science and technology : a journal of the International Association

on Water Pollution Research, 46(1-2), 185-190.

Jolis, D., nec, Mitch, A. A., Marneri, M., & Ho, C.-F. (2007). Effects of Anaerobic Selector Hydraulic Retention

Time on Biological Foam Control and Enhanced Biological Phosphorus Removal in a Pure-Oxygen

Activated Sludge System. Water Environment Research, 79(5), 472-478.

Juang, D.-F. (2005). Effects of synthetic polymer on the filamentous bacteria in activated sludge. Bioresource

Technology, 96(1), 31-40.

Kappeler, J., & Gujer, W. (1994). Development of a mathematical model for ―aerobic bulking‖. Water Research,

28(2), 303-310.

Kjelleberg, S., & Hermansson, M. (1984). Starvation-Induced Effects on Bacterial Surface Characteristics:

Applied and Environmental Microbiology.

Kocianova, E., Foot , R., & Forster, C. (1992). physico-chemical aspects of activated sludge in relation to stable

foam formation. Journal of the Institution of Water and Environmental Management JIWMEZ, 6, 342-

350.

Kragelund, C., Remesova, Z., Nielsen, J. L., Thomsen, T. R., Eales, K., Seviour, R., . . . Nielsen, P. H. (2007).

Ecophysiology of mycolic acid-containing Actinobacteria (Mycolata) in activated sludge foams. FEMS

Microbiology Ecology, 61(1), 174-184.

Langevin, D. (2000). Influence of interfacial rheology on foam and emulsion properties. Advances in Colloid

and Interface Science, 88(1–2), 209-222.

Langevin, D. (2008). Aqueous Foams: A Field of Investigation at the Frontier Between Chemistry and Physics.

ChemPhysChem, 9(4), 510-522.

Lansky, M., Ruzickova, I., Benkakova, A., & Wanner, J. (2005). Effect of coagulant dosing on physicochemical

and microbiological characteristics of activated sludge and foam formation. [Article]. Acta

Hydrochimica Et Hydrobiologica, 33(3), 266-269.

Laudelout, H., Simonart, P.-C., & Droogenbroeck, R. (1968). Calorimetric measurement of free energy

utilization by Nitrosomonas and Nitrobacter. Archiv für Mikrobiologie, 63(3), 256-277.

Lee, M., Gwak, H., Park, B., & Lee, S.-T. (2005). Synthesis of mycolic acid biosurfactants and their physical

and surface-active properties. Journal of the American Oil Chemists' Society, 82(3), 181-188.

Lemmer, H., Lind, G., Müller, E., Schade, M., & Ziegelmayer, B. (2000). Scum in Activated Sludge Plants:

Impact of Non-filamentous and Filamentous Bacteria. Acta hydrochimica et hydrobiologica, 28(1), 34-

40.

Li, X., Shaw, R., & Stevenson, P. (2010). Effect of humidity on dynamic foam stability. International Journal of

Mineral Processing, 94(1–2), 14-19.

Linke, D., & Berger, R. G. (2011). Foaming of proteins: New prospects for enzyme purification processes.

Journal of Biotechnology, 152(4), 125-131.

Lippi, S., Rosso, D., Lubello, C., Canziani, R., & Stenstrom, M. K. (2009). Temperature modelling and

prediction for activated sludge systems. [Article]. Water Science and Technology, 59(1), 125-131.

Luo, Q., Deng, Y., Zhu, J., & Shin, W.-T. (2003). Foam Control Using a Foaming Agent Spray:  A Novel

Concept for Flotation Deinking of Waste Paper. Industrial & Engineering Chemistry Research, 42(15),

3578-3583.

Madoni, P., & Davoli, D. (1993). Control of Microthrix parvicella growth in activated sludge. FEMS

Microbiology Ecology, 12(4), 277-283.

91

Makinia, J., Wells, S. A., & Zima, P. (2005). Temperature modeling in activated sludge systems: A case study.

[Article]. Water Environment Research, 77(5), 525-532.

Mamais, D., Andreadakis, A., Noutsopoulos, C., & Kalergis, C. (1998). Causes of, and control strategies for,

Microthrix parvicella bulking and foaming in nutrient removal activated sludge systems. [Article;

Proceedings Paper]. Water Science and Technology, 37(4-5), 9-17.

Mamais, D., Kalaitzi, E., & Andreadakis, A. (2011). foaming control in activated sludge treatment plants by

coagulants addition. [Article]. Global Nest Journal, 13(3), 237-245.

Martins, A. M. P., Heijnen, J. J., & Van Loosdrecht, M. C. M. (2003). Effect of feeding pattern and storage on

the sludge settleability under aerobic conditions Water Research, Vol. 37(no. 11), pp. 2555-2570.

Massé, A., Spérandio, M., & Cabassud, C. (2006). Comparison of sludge characteristics and performance of a

submerged membrane bioreactor and an activated sludge process at high solids retention time. Water

Research, 40(12), 2405-2415.

Merrem & La Porte. (2012). Fuchs centrox aerator with foam control, 2012, from

http://www.merrem.be/nl/centrox/

Minnikin, D. E. (1982). the biology of the mycobacteria. 1.

MORelectricheating. Salamander Ceramic Infrared Emitters Technical Manual, from

http://www.infraredheaters.com/page15.html

Mukherjee, S., Das, P., & Sen, R. (2006). Towards commercial production of microbial surfactants. Trends in

Biotechnology, 24(11), 509-515.

Musvoto, E. V., Lakay, M. T., Casey, T. G., Wentzel, M. C., & Ekama, G. A. (1999). Filamentous organism

bulking in nutrient removal activated sludge systems - Paper 8: The effect of nitrate and nitrite.

[Article]. Water Sa, 25(4), 397-407.

Napolitano, & Cicerone. (1999). Lipids in water-surface microlayers and foams Lipids in Freshwater

Ecosystems (pp. 319): Springer.

Ng, H. Y., & Hermanowicz, S. W. (2005). Membrane bioreactor operation at short solids retention times:

performance and biomass characteristics. Water Research, 39(6), 981-992.

Nielsen, J. L., Mikkelsen, L. H., & Nielsen, P. H. (2001). In situ detection of cell surface hydrophobicity of

probe-defined bacteria in activated sludge. Water science and technology : a journal of the

International Association on Water Pollution Research, 43(6), 97-103.

Nielsen, P. H., Kragelund, C., Nielsen, J. L., Tiro, S., Lebek, M., Rosenwinkel, K. H., & Gessesse, A. (2005).

Control of Microthrix parvicella in activated sludge plants by dosage of polyaluminium salts: Possible

mechanisms. [Article]. Acta Hydrochimica Et Hydrobiologica, 33(3), 255-261.

Noutsopoulos, C., Mamais, D., & Andreadakis, A. (2006). Effect of solids retention time on Microthrix

parvicella growth. [Article]. Water Sa, 32(3), 315-321.

Novák, L., Larrea, L., Wanner, J., & Garcia-Heras, J. L. (1993). Non-filamentous activated sludge bulking in a

laboratory scale system. Water Research, 27(8), 1339-1346.

Oerther, D. B., de los Reyes Iii, F. L., de los Reyes, M. F., & Raskin, L. (2001). Quantifying filamentous

microorganisms in activated sludge before, during, and after an incident of foaming by oligonucleotide

probe hybridizations and antibody staining. Water Research, 35(14), 3325-3336.

Pagilla, K. R., Sood, A., & Kim, H. (2002). Gordonia (nocardia) amarae foaming due to biosurfactant

production. [Article; Proceedings Paper]. Water Science and Technology, 46(1-2), 519-524.

92

Paris, S., Lind, G., Lemmer, H., & Wilderer, P. A. (2005). Dosing Aluminum Chloride To Control Microthrix

parvicella. Acta hydrochimica et hydrobiologica, 33(3), 247-254.

Petrovski, S., Dyson, Z. A., Quill, E. S., McIlroy, S. J., Tillett, D., & Seviour, R. J. (2011). An examination of

the mechanisms for stable foam formation in activated sludge systems. Water Research, 45(5), 2146-

2154.

Pieters, J. (2009). fyscica 4: fysische transportverschijnselen. Bio-ingenieurswetenschappen. Gent.

Pronk, J. (2001). Mestverwerkingsinstallaties. Landbouw: Infomil.

Pugh, R. J. (1996). Foaming, foam films, antifoaming and defoaming. Advances in Colloid and Interface

Science, 64(0), 67-142.

Pujol, R., Duchene, P., Schetrite, S., & Canler, J. P. (1991). Biological foams in activated sludge plants:

Characterization and situation. Water Research, 25(11), 1399-1404.

Reyes, d. l., R., S., & P.H., N. (2010). Microbial ecology of activated sludge. London UK: IWA publishing.

Rodríguez Patino, J. M., Carrera Sánchez, C., & Rodríguez Niño, M. R. (2008). Implications of interfacial

characteristics of food foaming agents in foam formulations. Advances in Colloid and Interface Science,

140(2), 95-113.

Roels, T., Dauwe, F., Van Damme, S., De Wilde, K., & Roelandt, F. (2002). The influence of PAX-14 on

activated sludge systems and in particular on Microthrix parvicella. Water science and technology 46(1-

2), 487-490.

Ross, S. (1996). Profoams and antifoams. Colloids and Surfaces A: Physicochemical and Engineering Aspects,

118(3), 187-192.

Ruzicka, K., Gabriel, O., Bletterie, U., Winkler, S., & Zessner, M. (2009). Cause and effect relationship between

foam formation and treated wastewater effluents in a transboundary river. Physics and Chemistry of the

Earth, Parts A/B/C, 34(8–9), 565-573.

Samijn, A. (2011). Warmterecuperatie uit hoogbelaste waterzuiveringsbekkens door middel van warmtepompen.

8 juni 2011, U. Gent, Gent.

Samuelsson, M.-O., Cadez, P., & Gustafsson, L. (1988). Heat Production by the Denitrifying Bacterium

Pseudomonas fluorescens and the Dissimilatory Ammonium-Producing Bacterium Pseudomonas

putrefaciens during Anaerobic Growth with Nitrate as the Electron Acceptor. Applied and

Environmental Microbiology, 54, 2220-2225.

Schilling, K., & Zessner, M. (2011). Foam in the aquatic environment. Water Research, 45(15), 4355-4366.

Schoutteten, K. (2010). Toepasbaarheid van effectieve micro-organismen in een biologische waterzuivering.

Howest.

Schramm, L. L., Stasiuk, N. E., & Marangoni, D. G. (2003). Surfactants and their application. Annual Reports

Section "C" ( physical Chemistry)(0).

Sharma, B., & Ahlert, R. C. (1977). Nitrification and nitrogen removal. Water Research, 11(10), 897-925.

Sieprath, T. (2011). Hoogwaardige microbiele lipiden uit secundaire grondstofstromen. Universiteit Gent, Gent.

Slijkhuis, H. (1983). The physiology of the filamentous bacterium Microthrix parvicella. Proefschrift

Wageningen, Slijkhuis, Wageningen. Retrieved from http://edepot.wur.nl/203157

Soddell, J. A., & Seviour, R. J. (1990). Microbiology of foaming in activated sludge plants. Journal of Applied

Microbiology, 69(2), 145-176.

93

Stainsby, F. M., Soddell, J., Seviour, R., Upton, J., & Goodfellow, M. (2002). Dispelling the "Nocardia amarae"

myth: a phylogenetic and phenotypic study of mycolic acid-containing actinomycetes isolated from

activated sludge foam. [Article; Proceedings Paper]. Water Science and Technology, 46(1-2), 81-90.

Steinbusch, K. J. J. (2010). Liquid biofuel production from volatile fatty acids. Proefschrift Wageningen, s.n.],

[S.l. Retrieved from http://edepot.wur.nl/133975

STOWA. (2010). praktijkonderzoek naar oorzaken schuimvorming in slibgistingstanks.

Stratton, H. M., Brooks, P. R., Carr, E. L., & Seviour, R. J. (2003). Effects of culture conditions on the mycolic

acid composition of isolates of Rhodococcus spp. from activated sludgefoams. [Article]. Systematic and

Applied Microbiology, 26(2), 165-171.

Stratton, H. M., Brooks, P. R., Griffiths, P. C., & Seviour, R. J. (2002). Cell surface hydrophobicity and mycolic

acid composition of Rhodococcus strains isolated from activated sludge foam. [Article]. Journal of

Industrial Microbiology & Biotechnology, 28(5), 264-267.

Talati, S. N., & Stenstrom, M. K. (1990). Aeration-basin heat loss. [Article]. Journal of Environmental

Engineering-Asce, 116(1), 70-86.

Torregrossa, M., Viviani, G., & Vinci, V. (2005). Foaming estimation tests in activated sludge systems.

[Article]. Acta Hydrochimica Et Hydrobiologica, 33(3), 240-246.

Tsai, M. W., Wentzel, M. C., & Ekama, G. A. (2003). The effect of residual ammonia concentration under

aerobic conditions on the growth of Microthrix parvicella in biological nutrient removal plants.

[Article]. Water Research, 37(12), 3009-3015.

Van Den Bossche, S. (2013, 11-12-12). [Mestverwerkingsinstallatie te Wingene].

Van Der Meeren, P. (2012). Colloid chemie. Universiteit Gent.

van Loosdrecht, M. C. M., Martins, A. M., & A.Ekama, G. (2008). Biological wastewater treatment: IWA

publishing.

Van Niekerk, A. M. (1988). A mathematical model of the carbon-limited growth of filamentous and floc-

forming organisms in low F/M sludge. J. Water Pollut. Control Fed., 60, 100-106.

Verstraete, W. (2010). Milieutechnologie : water. Bio-ingenieurswetenschappen. Gent.

Verstraete, W., & Vlaeminck, S. E. (2011). ZeroWasteWater: short-cycling of wastewater resources for

sustainable cities of the future. International Journal of Sustainable Development & World Ecology,

18(3), 253-264.

Vikingstad, A. K., Aarra, M. G., & Skauge, A. (2006). Effect of surfactant structure on foam–oil interactions:

Comparing fluorinated surfactant and alpha olefin sulfonate in static foam tests. Colloids and Surfaces

A: Physicochemical and Engineering Aspects, 279(1–3), 105-112.

Wegner, C., & Hamburger, M. (2002). Occurrence of Stable Foam in the Upper Rhine River Caused by Plant-

Derived Surfactants. Environmental Science & Technology, 36(15), 3250-3256.

You, S. J., & Sue, W. M. (2009). Filamentous bacteria in a foaming membrane bioreactor. Journal of Membrane

Science, 342(1–2), 42-49.

Zhang, F., Wu, Z., Yin, H., & Bai, J. (2010). Effect of ionic strength on the foam fractionation of BSA with

existence of antifoaming agent. Chemical Engineering and Processing: Process Intensification, 49(10),

1084-1088.

Zhao, X. L., Fu, L., Zhang, S. G., Jiang, Y., & Lai, Z. L. (2010). Study of the performance of an urban original

source heat pump system. Energy Conversion and Management, 51(4), 765-770.

94

95

VII. Bijlage

Bijlage 1: Overzicht van het model van Samijn (2011)

Langgolvige straling

Een eerste warmteflux is deze tussen de omgeving en het aëratiebekken (schuimlaag) via langgolvige

straling. De flux wordt bepaald door een balans op te stellen tussen de inkomende en uitgaande

straling. Men baseert zich hiervoor op de wet van Stefan Boltzman (Pieters, 2009):

(43)

met:

netto-langgolvige straling, uitgezonden door het afvalwater

netto-inkomende langgolvige straling

Na substitutie van de rechterleden verkrijgen we:

(44)

met:

reflectiviteit van water

atmosferische stralingsfactor

Evaporatie aan het oppervlak

De volgende flux die besproken wordt in de evaporatie aan het oppervlak. Aangezien deze flux

plaatsvindt aan het oppervlak is hij afhankelijk van de schuimtemperatuur. Men maakt gebruik van de

basisformule van convectief massatransport, gebaseerd op het Schmidt-getal. Men bekomt de formule:

⁄

⁄ [

]

(45)

met:

karakteristieke lengte (=diameter) van het bekken

vochtconcentratie voor verzadigde lucht bij

omgevingstemperatuur

vochtconcentratie voor omgevingslucht bij

omgevingstemperatuur

96

Convectie aan het oppervlak

Deze wordt bepaald aan de hand van de basisformule voor convectief warmtetransport. De

vergelijking is als volgt opgesteld:

⁄

⁄ (46)

met :

thermische geleidbaarheid van lucht 0,026

Prandtlgetal

Advectief warmtetransport

Advectief warmtetransport ontstaat door een verschil in temperatuur tussen in-en uitgaande stromen

(hier influent en effluent van het bekken). Een constant volume wordt verondersteld, het inkomend

debiet is dus even groot als het uitgaand. Indien de effluenttemperatuur hoger is dan de

influenttemperatuur, krijgt men warmteverlies:

( ) (47)

Warmteverlies doorheen bekkenwanden en bodem

Het bekken kan warmte verliezen door de zijwanden en het grondoppervlak, via conductie en

convectie door de betonnen wanden. Conductie en convectie door de wanden zijn gerelateerd aan de

omgevingstemperatuur, deze door het grondoppervlak aan de bodemtemperatuur:

( ) ( ) (48)

met:

warmtedoorgangscoëfficiënt voor de bekkenwand

dikte van de betonconstructie voor de bekkenwand

equivalente warmtegeleidingscoëfficiënt voor beton 1,7

warmtedoorgangscoëfficiënt voor de bekkenbodem of

het deel van de wand in contact met de bodem

1,5

temperatuur van de bodem

97

Warmteverlies door beluchting

Het warmteverlies door beluchting wordt bepaald door twee factoren; enerzijds heeft men de voelbare

warmteverliezen, anderzijds de evaporatieve. Deze warmtetransfer is afhankelijk van het soort

beluchting dat gebruikt wordt. In de installatie onder studie wordt de beluchting onder het oppervlak

uitgevoerd door beluchtingsmatten:

(49)

met:

netto-voelbaar warmteverlies door aëratie

netto-evaporatief warmteverlies door aëratie

Het netto-voelbare warmteverlies door aëratie wordt als volgt berekend:

( ) (50)

met:

luchtdebiet

Voor de bepaling van het evaporatieve warmteverlies gebruikt men volgende formule :

[

]

(51)

met:

molaire massa van het afvalwater

universele gasconstante 62,361

dampdruk van water bij bekkentemperatuur 8,9

vochtigheidsfactor 0,9

Biologische warmtewinst

In het bekken zijn de micro-organismen ook verantwoordelijk voor een warmtetransfer. Bij de

metabolische omzetting van organische stoffen komt warmte vrij:

(52)

98

Warmtewinst afkomstig van de pompen

Een deel van de beluchtingsinstallatie, die het bekken voorziet van voldoende lucht, zit verwerkt in het

bekken, met name de surpressoren. Aangezien de efficiëntie van het systeem geen 100 % bedraagt,

wordt een deel van de toegeleverde energie aan de surpressoren omgezet in warmte. De vrijgekomen

warmte wordt opgenomen door het bekken. Men maakt gebruik van volgende formule:

(

) (53)

met:

aantal geïnstalleerde surpressoren

vermogen van de geïnstalleerde surpressoren

efficiëntie van de geïnstalleerde surpressoren

Warmtewinst door zonnestraling

Verschillende factoren spelen een rol bij de warmtewinst door zonnestraling, die de opwarming van

het bekken bepaalt. Zo zijn onder andere de geografische ligging van het bekken, de bewolkingsgraad

en de periode van het jaar bepalend voor de sterkte van de zonne-instraling. Laatstgenoemde bepaalt

de opwarming van het bekken. Voor de waarde van de zonnestraling wordt gebruik gemaakt van een

dataset. De warmte die aan het bekken geleverd wordt, wordt berekend via volgende formule:

(54)

met:

warmtedichtheid van de zonnestraling

Warmte-extractie door warmtepomp

Indien er een warmteoverschot is in het bekken, zal de warmtepomp deze warmte opnemen tot de

kritieke temperatuur (of de gewenste temperatuur) bereikt wordt.

99

Bijlage 2: Tabel met enthalpieën van chemische structuren.

Naam van verbinding Samenstelling van

verbinding

Moleculaire massa

Enthalpie

Methanol 32 -246

Stikstofgas 28 0

Ammonium 17 -133

Nitraat 63 -173

Zuurstof 32 0

Biomassa 22,6 -91

Water 18 -286

Bicarbonaat 62 -692

Koolstofgas 44 -394,1

proton 1 0

glycerol 92 -676

100

Bijlage 3: Grondplan van mestverwerkingsinstallatie onder studie (Dhr. Kerckaert te Wingene)

1 Zeugenstal met zonnepanelen 11 Opslag dunne fractie

2 Weegbrug 12 Opslag melasse

3 Bureau 13 Denitrificatiereactor 1

4 Opslag antischuimmiddel 14 Nitrificatiereactor 1

5 Elektrisch lokaal 15 Denitrificatiereactor 2

6 Laad – en losstation 16 Nitrificatiereactor 2

7 Centrifuge 17 Bezinktank 1

8 Opslag dikke fractie 18 Bezinktank 2

9 Ondergrondse mestkelder 19 Biobed

10 Opslag ruwe mest 20 Lagune

2

13 14

12

11

19

8

7

9

6

1

4

5

3

20

17

10

18

15

16

101

Bijlage 4: Inputgegevens van het model

Figuur VII-1: Inputgegevens op vlak van temperatuur (Rood= temperatuur van het influent , blauw=

temperatuur van de omgeving, groen= temperatuur van de bodem).

Figuur VII-2: Inputgegevens van de stralingsintensiteit.

Figuur VII-3: Inputgegevens van de bewolkingsgraad, uitgedrukt in tienden.

102

Figuur VII-4: Inputgegevens van de relatieve vochtigheid, uitgedrukt in procenten.

Figuur VII-5: Inputgegevens van de windsnelheid, uitgedrukt in m.s

-1.