Hamburg Water Cycle Jenfelder Au

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Energetische Optimierung
des HAMBURG WATER Cycle®
im Stadtquartier Jenfelder Au
Forschungsvorhaben 0327400Y
Schlussbericht
HAMBURG WASSER
Dezember 2013
Gefördert durch: Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie
Die Verantwortung für den Inhalt dieser Veröffentlichung liegt bei den Autoren
EnEff:Stadt - Demonstrationsvorhaben HAMBURG WATER Cycle in der Jenfelder Au
Kopplung von regenerativer Energiegewinnung mit innovativer Stadtentwässerung (KREIS)
Planungsphase erster Bauabschnitt
QT2 Abt. Technologieentwicklung - Hamburger Stadtentwässerung
ein Unternehmen von HAMBURG WASSER
Autoren:
Wenke Schönfelder, Thomas Giese, Dr. Kim Augustin, Niels-Peter Bertram, Wolfgang Kuck,
Dr. Zhiqiang Li, Dr. Franziska Meinzinger, Annika Reuschel
Energetische Optimierung des HWC Jenfelder Au
Dezember 2013
Inhaltsverzeichnis
Abbildungsverzeichnis ............................................................................................... VI
Tabellenverzeichnis.................................................................................................... XII
Abkürzungsverzeichnis ............................................................................................ XIV
1.
Einleitung ............................................................................................................... 1
1.1
Projektspezifische Informationen ................................................................................................... 1
1.2
Zielsetzungen des Projektes ........................................................................................................... 3
1.3
Arbeitsprogramm und Projektbeiteiligte ........................................................................................ 4
2.
TAP1: Energetische und ökonomische Bilanzierung des HWC-Konzeptes .... 5
2.1
Energetische Bilanzierung ............................................................................................................... 5
2.1.1
2.1.2
2.2
2.2.1
2.2.2
Abwassertechnische Anlagen ....................................................................................................... 5
Wärmetechnische Versorgung .................................................................................................... 16
Ökonomische Bilanzierung ........................................................................................................... 31
Abwassertechnische Anlagen ..................................................................................................... 31
Wärmetechnische Versorgung .................................................................................................... 34
3.
TAP2: Stoffliche Verwertung und Nachbehandlung der Gärreste .................. 37
3.1
Stand der Verwertung von anaerob behandeltem Schwarzwasser ........................................... 37
3.2
Verwertungsmöglichkeiten der Gärreste in der Land- und Forstwirtschaft ............................. 39
3.2.1
3.2.2
3.2.3
Aktuelle rechtliche Anforderungen und behördliche Zuständigkeiten ......................................... 40
Zukünftige rechtliche Anforderungen ........................................................................................... 41
Praktische Umsetzung / Wirtschaftlichkeit / energetische Bewertung ........................................ 42
II
3.3
3.3.1
3.3.2
3.3.3
3.3.4
3.3.5
3.3.6
3.3.7
3.3.8
3.3.9
3.3.10
Dezember 2013
Nachbehandlung der Gärreste mittels Hydrothermaler Carbonisierung .................................. 44
Einleitung ..................................................................................................................................... 45
Charakterisierung des Verfahrens ............................................................................................... 46
Eigenschaften der Produkte ........................................................................................................ 49
Grundlagen der Hydrothermalen Carbonisierung ....................................................................... 50
Anwendungsmöglichkeiten der HTC-Produkte ........................................................................... 51
Eingesetzte Ausgangssubstrate der HTC ................................................................................... 53
Analysemethoden ........................................................................................................................ 55
Die HTC im Labor-Reaktor .......................................................................................................... 56
Auswertung der Versuchsergebnisse .......................................................................................... 57
Diskussion und Ausblick .............................................................................................................. 65
4.
TAP3: Bemessungsgrundlagen und Verfahrensauswahl Grauwasser .......... 71
4.1
Charakteristika Grauwasser und kritische Stoffe im Grauwasser ............................................ 71
4.2
Verfahren für die Behandlung und Begründung der Verfahrensauswahl ................................ 73
4.2.1
4.2.2
4.3
4.3.1
4.3.2
4.3.3
4.3.4
Übersicht über mögliche Grauwasserbehandlungstechnologien ................................................ 73
Vergleich dreier Grauwasserbehandlungsmöglichkeiten ............................................................ 76
Möglichkeiten der Wärmenutzung ................................................................................................ 79
Temperatur des Grauwassers ..................................................................................................... 79
Abkühlung des Grauwassers in der Freigefälleleitung ................................................................ 80
Nutzungszwecke.......................................................................................................................... 82
Dezentrale Grauwasser-Wärmenutzung ..................................................................................... 82
5.
TAP4: Strangüberwachung und Optimierung des Vakuumnetzes ................. 83
5.1
Einleitung ......................................................................................................................................... 83
5.2
Erfahrungen aus Lübeck-Flintenbreite ......................................................................................... 84
5.3
Aspekte der Instandhaltung .......................................................................................................... 84
5.3.1
5.3.2
5.4
5.4.1
5.4.2
5.5
Entwicklung eines Hausanschlussschachtes für die Vakuumleitung .......................................... 84
Überprüfung der Reinigung mit einem HW-Spülwagen .............................................................. 87
Strangüberwachung des Vakuumnetzes ..................................................................................... 88
Auswahl des Überwachungskonzeptes ....................................................................................... 88
Überprüfung der Eignung des vorgeschlagenen Überwachungskonzeptes ............................... 92
Optimierung der planerischen Ausbildung des Vakuumnetzes ................................................ 95
III
Dezember 2013
6.
TAP5: Weiterentwicklung des HWC Konzeptes mit der Propelair-Toilette .... 97
6.1
Einleitung ......................................................................................................................................... 97
6.2
Propelair-Toilette ............................................................................................................................ 97
6.2.1
6.2.2
6.2.1
6.3
6.3.1
6.3.2
6.3.3
6.4
6.4.1
6.4.2
6.4.3
6.4.4
6.4.5
6.4.6
6.5
6.5.1
6.5.2
6.6
6.6.1
6.6.2
6.7
6.7.1
6.7.2
6.7.3
Entwicklung .................................................................................................................................. 97
Funktionsweise ............................................................................................................................ 98
Praxistest ..................................................................................................................................... 99
Schwarzwassersammlung im Haus mit der Propelair-Toilette ................................................ 101
Feststofftransport im Schwarzwasser von der Propelair-Toilette zum Übergabeschacht ......... 102
Versuche Hausinstallation mit Propelair-Toiletten ..................................................................... 103
Schlussfolgerungen für die Hausinstallation ............................................................................. 105
Sammlung und Transport im öffentlichen Bereich ................................................................... 109
Referenzszenario 1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg .............................................. 112
Referenzszenario 2: Vakuumsystem der Jenfelder Au ............................................................. 113
Alternativsystem 1: Drucksystem mit Schneidradpumpen ........................................................ 113
Alternativsystem 2: Schwerkraftkanalisation mit Drainwave ..................................................... 117
Alternativsystem 3: Alternatives Vakuumsystem ....................................................................... 119
Alternativsystem 4: Sammelsystem mit Saugwagen ................................................................. 120
Methode zum Vergleich der Systeme ......................................................................................... 122
Systemgrenzen .......................................................................................................................... 122
Massenbilanzen ......................................................................................................................... 124
Energetischer Vergleich der Systeme ........................................................................................ 127
Gesamtstrom- und Wärmebilanzen ........................................................................................... 128
Einwohnerspezifische Strom- und Wärmebilanz ....................................................................... 133
Kostenvergleich der Systeme ..................................................................................................... 136
Investitionskosten ...................................................................................................................... 136
Betriebskosten und weitere Eingangsdaten für die Jahreskostenberechnung ......................... 141
Gesamtkostenvergleich ............................................................................................................. 142
6.8
Bewertung und Ausblick .............................................................................................................. 144
7.
Planungswerkzeuge und Verwertung der Ergebnisse ................................... 145
7.1
Erfahrungen mit Planungswerkzeugen ...................................................................................... 145
7.2
Verwertung der Ergebnisse ......................................................................................................... 145
7.3
Veröffentlichungen der Ergebnisse ............................................................................................ 146
IV
Dezember 2013
8.
Literatur.............................................................................................................. 149
9.
Anlagen .............................................................................................................. 159
9.1
Anlage zu TAP4: Berechnungen zur Vakuumstation nach DIN 12109 und DIN EN 1091 ...... 159
9.2
Anlagen zu TAP5........................................................................................................................... 161
Anlage I: Patente zur Propelair-Toilette .................................................................................................... 161
Anlage II: Versuche zur Propelair-Toilette ................................................................................................ 167
Anlage III: Untersuchungen zu Feststofftransportdistanzen mit verschiedenen Toiletten ........................ 266
Anlage IV: Bestimmung des maximalen Schwarzwasser-Volumenstroms in Drucksystemen................. 269
Anlage V: Theoretische Modellierung von homogenem Schwarzwasser in Gefällesielen ....................... 271
Anlage VI: Versuche mit homogenem Schwarzwasser in Gefällesielen .................................................. 274
V
Dezember 2013
Abbildungsverzeichnis
®
Abbildung 1: HAMBURG WATER Cycle Trennung häuslicher Abwässer zur energetischen Nutzung .........2
®
Abbildung 2: HAMBURG WATER Cycle im Stadtquartier Jenfelder Au ........................................................2
Abbildung 3: Vereinfachte schematische Darstellung der Abwasserentsorgung in Hamburg ........................6
Abbildung 4: Vereinfachte schematische Darstellung des Vergleichssystems der Abwasserentsorgung ......7
Abbildung 5: Vereinfachte schematische Darstellung des HWC-Systems im Projektgebiet ........................ 10
Abbildung 6: Vereinfachte schematische Darstellung der Wärmeströme und Enthalpie des Fermenters ... 12
Abbildung 7: Prozentuale Verteilung des Wärmebedarfs des Fermenters im Jahresverlauf in Monaten .... 14
Abbildung 8: Illustration Jenfeld (west 8, 2005) ............................................................................................ 16
Abbildung 9: Funktionsplan Jenfelder Au (west 8, 2005) ............................................................................. 17
Abbildung 10: Übersicht der Haustypen (ZEBAU, 2007) .............................................................................. 17
Abbildung 11: Schema der Haustypverteilung (ZEBAU, 2007) .................................................................... 18
Abbildung 12: Vergleich EnEV 2007 und KliSchVO Neubau Einfamilienhaus ............................................. 18
Abbildung 13: Vergleich EnEV 2007 und KliSchVO Neubau Mehrfamilienhaus .......................................... 19
Abbildung 14: Vergleich EnEV 2007 und KliSchVO Neubau Mischgebäude ............................................... 19
Abbildung 15: CO2-Emissionen Stadt Hamburg, Ist- und Zielwerte ............................................................. 20
Abbildung 16: Ergebnisse der CO2-Bilanz unterschiedlicher Wärmeversorgungen ..................................... 21
Abbildung 17: Versorgung der betrachteten Baufelder im Projektgebiet Jenfelder Au (HSE, 2009) ........... 22
Abbildung 18: Energieströme der Basisvariante innerhalb der Baufelder .................................................... 23
Abbildung 19: Lageplan mit Lage der Erdwärmesonde EWS 1 und den Geothermiebrunnen .................... 24
Abbildung 20: Mittlerer Temperaturgang an zehn ausgewählten Erdwärmesonden .................................... 24
Abbildung 21: Grafische Darstellung der Modellberechnung ....................................................................... 25
Abbildung 22: Darstellung der räumlichen Verteilung der Versorgungsquartiere ........................................ 26
Abbildung 23: Schematische Darstellung der Versorgung der Quartiere ..................................................... 28
Abbildung 24: Vergleich der Primärenergie der drei betrachteten Quartiere ................................................ 29
Abbildung 25: Monatswerte der PV-Produktion, des Strombedarfs und des Stromdefizites ....................... 30
Abbildung 26: Vergleich der Primärenergie Quartier A mit und ohne PV ..................................................... 31
Abbildung 27: Elektrischer Energiebedarf zur Aufrechterhaltung des Stickstoffkreislaufes ......................... 39
VI
Dezember 2013
Abbildung 28: Übersichtskarte der Metropolregion Hamburg ....................................................................... 44
Abbildung 29: Struktur der Endenergiebereitstellung aus erneuerbaren Energien (BMU, 2013)................. 46
Abbildung 30: Verfahrensbereiche der thermochemischen Konversionsprozessen .................................... 48
Abbildung 31: Übersicht relevanter Reaktionsmechanismen der HTC (Funke, 2012) ................................. 50
Abbildung 32: Aufstellung Batch-Reaktor mit externem Heiz- und Kühlkreislauf ......................................... 56
Abbildung 33: Aufzeichnung der Reaktionsbedingungen im Beispiel MIX ................................................... 58
Abbildung 34: Änderung der Entwässerbarkeit von Grünschnitt durch HTC (Ramke et al., 2010) .............. 59
Abbildung 35: TS-Gehalte nach der HTC und nach der Vakuumfiltration .................................................... 60
Abbildung 36: oTS-Gehalte nach der HTC und nach der Vakuumfiltration .................................................. 61
Abbildung 37: TOC-Konzentrationen in der flüssigen und festen Phase nach der HTC .............................. 62
Abbildung 38: PO4-P-Konzentrationen in der flüssigen und festen Phase nach der HTC ........................... 63
Abbildung 39: TN-Konzentrationen in der flüssigen [mg/L] und festen [mg/kg FS] Phase nach der HTC ... 64
Abbildung 40: Biologischer Sauerstoffbedarf (BSB) in [g O2/L] über 26 Tage in der flüssigen Phase ......... 64
Abbildung 41: Van-Krevelen-Diagramm: die Veränderung der H/C- und O/C-Verhältnisse ........................ 66
Abbildung 42: Mögliche Anlagenkonfiguration mit kombinierter Ölrückgewinnung ...................................... 68
Abbildung 43: Verwandte Forschungsfelder bei der bodenbezogenen Biokohleanwendung ...................... 69
Abbildung 44: Änderung der Grauwassertemperatur über die Distanz ........................................................ 81
Abbildung 45: Hausanschlussschacht für Vakuumsystem Jenfelder Au (HW) ............................................ 86
Abbildung 46: Modell Hausanschlussschacht Revisionsöffnung mit Schacht DN 400 und Deckel ............. 86
Abbildung 47: Vakuumnetz im UmweltErlebnisPark Karlshöhe ................................................................... 87
Abbildung 48: Messstelle für die geplante Strangüberwachung mit Messdruckschaltern ............................ 90
Abbildung 49: Systemskizze der Belüfterstation für Jenfelder Au (Rödiger) ................................................ 91
Abbildung 50: Versuchsaufbau ..................................................................................................................... 93
Abbildung 51: Versuchsergebnisse 11.06.2012, 1. Versuchsreihe .............................................................. 94
Abbildung 52: Plan des Vakuumnetzes mit Vakuumtankunterdruck und Endunterdruck ............................ 96
Abbildung 53: Prototyp der Propelair-Toilette, installiert im Greenwich Council (eigene Fotos, 2011) ........ 98
Abbildung 54: Teststand mit Propelair-Toiletten bei HAMBURG WASSER ................................................. 99
Abbildung 55: Propelair-Toilette, installiert in Herrentoilette bei HAMBURG WASSER ............................. 100
Abbildung 56: Nutzungshäufigkeit der Propelair-Toilette bei HAMBURG WASSER ................................. 100
VII
Dezember 2013
Abbildung 57: System I und II (IKZ, 2009) .................................................................................................. 102
Abbildung 58: System III (IKZ, 2009) .......................................................................................................... 102
Abbildung 59: System IV (IKZ, 2009) .......................................................................................................... 102
Abbildung 60: Funktionsweise der Drainwave (Ducane, 2012) .................................................................. 104
Abbildung 61: Aufbau des Referenzszenarios 6 L-WC mit DN 75 + DN 110-Leitungen ............................ 105
Abbildung 62: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen .............................................................. 106
Abbildung 63: Empfohlener Aufbau 1 als DN 50-System mit bzw. ohne Entlüftung .................................. 107
Abbildung 64: Empfohlener Aufbau 2 mit Anschlussleitung DN 50 oder DN 75 ........................................ 107
Abbildung 65: Ergebnisse und Annahmen für die Hausinstallation mit Propelair....................................... 109
Abbildung 66: Geplantes Grauwassersielnetz in der Jenfelder Au ............................................................ 110
Abbildung 67: Identifizierte Übergabepunkte jeweils mit Anzahl der angeschlossenen WE ...................... 112
Abbildung 68: Referenzszenario1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg ......................................... 113
Abbildung 69: Drucksystem mit Schneidradpumpen .................................................................................. 114
Abbildung 70: Lageplan des Druckleitungssystems für Schwarzwasser in der Jenfelder Au .................... 117
Abbildung 71: Schwerkraftsystem mit Drainwave ....................................................................................... 118
Abbildung 72: Alternatives Vakuumsystem................................................................................................. 120
Abbildung 73: Sammelsystem mit Saugwagen .......................................................................................... 121
Abbildung 74: Systemgrenzen für den häuslichen Wasserkreislauf ........................................................... 123
Abbildung 75: Massenbilanzierung für Referenzszenario 1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg .. 124
Abbildung 76: Massenbilanzierung für Referenzszenario 2 und der vier Alternativszenarien ................... 126
Abbildung 77: Spezifischer Jahreskostenvergleich der sechs Systeme ..................................................... 143
Abbildung 78: Behälter in offener Position .................................................................................................. 163
Abbildung 79: Detaillierte Darstellung der Verriegelungseinheit ................................................................ 163
Abbildung 80: Drehkolbenverdichter ........................................................................................................... 165
Abbildung 81: System I und II (IKZ, 2009) .................................................................................................. 167
Abbildung 82: System III (IKZ, 2009) .......................................................................................................... 167
Abbildung 83: System IV (IKZ, 2009) .......................................................................................................... 167
Abbildung 84: Versuchsaufbau ................................................................................................................... 171
Abbildung 85: Transportdistanzen mit 1,5 L-Eimer-Spülung ...................................................................... 171
VIII
Dezember 2013
Abbildung 86: Herstellung der Teststücke aus Sojabohnenpaste und Mehl .............................................. 172
Abbildung 87: Grundvarianten des Aufbaus der Vorversuche.................................................................... 173
Abbildung 88: Versuchsaufbau Propelair-Teststand Köhlbrandhöft ........................................................... 173
Abbildung 89: PP-Reduziermuffe DN 110 auf DN 50 ................................................................................. 174
Abbildung 90: flexible Kupplung DN 75 ...................................................................................................... 174
Abbildung 91: Anschlussleitung aus Rohren .............................................................................................. 174
Abbildung 92: flexible Kupplung als Toilettenanschluss ............................................................................. 174
Abbildung 93: PP-Reduziermuffe als Toilettenanschluss ........................................................................... 175
Abbildung 94: transparenter Kunststoffschlauch als Anschlussleitung ...................................................... 175
Abbildung 95: transparenter Kunststoffschlauch als Grundleitung ............................................................. 175
Abbildung 96: transparenter Kunststoffschlauch ........................................................................................ 176
Abbildung 97: flexible Kupplung als Toilettenanschluss ............................................................................. 176
Abbildung 98: Anschlussleitung verbunden mit PP-Reduzierung mit Grundleitung ................................... 176
Abbildung 99: transparenter Kunststoffschlauch als Anschlussleitung ...................................................... 176
Abbildung 100: Anschlussleitung als DN 50-Schlauch, lose in DN 110-Grundleitung gesteckt ................. 177
Abbildung 101: Anschlussleitung aus zwei transparenten Kunststoff-schläuchen, verbunden mit Muffe .. 177
Abbildung 102: Anschlussleitung aus zwei transparenten Kunststoffschläuchen, verbunden mit Muffe ... 177
Abbildung 103: DN 50-Schlauch der Anschlussleitung durch Fallleitung bis in Grundleitung gesteckt ..... 177
Abbildung 104: Einstellen der Kompressorlaufzeit an der Platine .............................................................. 178
Abbildung 105: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen der Versuche Nr. 1 und 3 ................... 180
Abbildung 106: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen der Versuche Nr. 15 und 17 ............... 181
Abbildung 107: Vergleich der mittleren und minimalen Transportdistanz von Feststoffen ......................... 182
Abbildung 108: Einfluss einer Wartezeit zwischen den Spülgängen auf die Transportdistanz .................. 183
Abbildung 109: Einfluss des Rohrdurchmessers der Anschluss-, Fall- und Grundleitung ......................... 184
Abbildung 110: Einfluss des Gefälles der Grundleitung auf die Transportdistanz von Feststoffen ............ 185
Abbildung 111: Einfluss des Ortes der Querschnittvergrößerung auf die Transportdistanz ...................... 186
Abbildung 112: Einfluss einer Höhendifferenz zwischen zwei Propelair-Toiletten ..................................... 187
Abbildung 113: Einfluss des Durchmessers der Fallleitung auf die Transportdistanz ................................ 188
Abbildung 114: Einfluss der Laufzeit des Kompressors auf die Transportdistanz ..................................... 189
IX
Dezember 2013
Abbildung 115: Schematischer Aufbau der Versuche V0.1 und V0.2 ........................................................ 191
Abbildung 116: Versuchsaufbau 1, Versuch V0.1 ...................................................................................... 192
Abbildung 117: Teststücke aus Sojabohnenpaste und Mehl ...................................................................... 193
Abbildung 118: Messrichtung der Transportdistanz in der Grundleitung ab der Fallleitung ....................... 194
Abbildung 119: Einfluss des Probengewichts auf die Transportdistanz von Feststoffen ........................... 195
Abbildung 120: Einfluss des Probengewichts auf die Transportdistanz von Feststoffen ........................... 196
Abbildung 121: Einfluss der Probenkonsistenz auf die Transportdistanz von Feststoffen ......................... 197
Abbildung 122: Einfluss der Probenkonsistenz auf die Transportdistanz von Feststoffen ......................... 197
Abbildung 123: Einfluss einer Höhendifferenz auf die Transportdistanz von Feststoffen .......................... 198
Abbildung 124: Einfluss des Rohrdurchmessers der Grundleitung und einer Entlüftung ........................... 199
Abbildung 125: schematischer Aufbau der Versuche V1.4b, V1.6 und V1.7 ............................................. 200
Abbildung 126: Versuchsaufbau 1, Versuch V1.7 ...................................................................................... 201
Abbildung 127: Teststücke aus Sojabohnenpaste und Mehl ...................................................................... 201
Abbildung 128: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen ............................................................ 203
Abbildung 129: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen mit einer Propelair-Toilette................. 204
Abbildung 130: schematischer Aufbau der Versuche V3.1, V3.2, V3.3 und V3.4 ...................................... 206
Abbildung 131: Toilettenanschluss: Reduzierung DN 75 auf DN 50, 45°-Bögen ....................................... 206
Abbildung 132: Übergang Anschlussleitung ............................................................................................... 206
Abbildung 133: Versuchsaufbau 1, Versuch 3.1 ......................................................................................... 207
Abbildung 137: Teststücke ohne und mit Gummihaut ................................................................................ 208
Abbildung 138: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen innerhalb des Versuchs V3.1a ........... 210
Abbildung 139: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen ohne und mit Gummihaut .................. 211
Abbildung 140: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen mit und ohne Entlüftung ..................... 212
Abbildung 141: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen ohne und mit Sprung ......................... 213
Abbildung 142: Füllungsgrad der Grundleitung im Sprung mit Sägezahnprofil .......................................... 214
Abbildung 143: Sprung mit Taschenprofil ................................................................................................... 214
X
Dezember 2013
Abbildung 144: Feststofftransport in DN 50-Grundleitung .......................................................................... 215
Abbildung 145: Funktionsweise der Drainwave (Ducane, 2012) ................................................................ 216
Abbildung 146: schematischer Aufbau der Versuche mit einer Drainwave ................................................ 217
Abbildung 147: 9,5 L-Drainwave mit seitlichem Wasserzulauf ................................................................... 218
Abbildung 148: Drainwave mit DN 110-Grundleitung ................................................................................. 218
Abbildung 149: Teststücke ohne und mit Gummihaut ................................................................................ 219
Abbildung 150: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen innerhalb des Versuchs V2.1a ........... 220
Abbildung 151: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen ohne und mit Gummihaut .................. 221
Abbildung 152: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen mit viel oder wenig Papier .................. 222
Abbildung 153: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen bei unterschiedlichem Gefälle............ 223
Abbildung 157: Aufbau des Referenzszenarios 6 L-WC mit DN 75 + DN 110-Leitungen .......................... 230
Abbildung 159: Empfohlener Aufbau 1 als DN 50-System mit bzw. ohne Entlüftung ................................ 231
Abbildung 160: Empfohlener Aufbau 2 mit Anschlussleitung DN 50 oder DN 75 ...................................... 232
Abbildung 161: Aufbau des Teststandes zur Untersuchung des Feststofftransportes ............................... 266
Abbildung 162: Feststofftransportdistanzen in Untersuchungen vom WRc (Fisher, 2010) ........................ 267
Abbildung 163: Aufbau für Schwarzwasser-Transportversuche ................................................................. 274
Abbildung 164: Untersuchungen mit verdünnter Sojabohnenpaste in DN 100-Rohren ............................. 275
XI
Dezember 2013
Tabellenverzeichnis
Tabelle 1: Ergebnisse der vergleichenden Betrachtung ............................................................................... 15
Tabelle 2: Primärenergiefaktoren .................................................................................................................. 29
Tabelle 3: Investitionskostenvergleich der abwassertechnischen Anlagen .................................................. 32
Tabelle 4: Eingangsdaten für die dynamische Jahreskostenberechnung nach LAWA ................................ 33
Tabelle 5: Ergebnisse der dynamischen Jahreskostenberechnung nach LAWA ......................................... 33
Tabelle 6: Investitionskostenvergleich der wärmetechnischen Anlagen je Person im Versorgungsgebiet .. 34
Tabelle 7: Jahreskosten der wärmetechnischen Anlagen je Person und Jahr im Versorgungsgebiet ........ 35
Tabelle 8: Anteilige Betriebskosten der wärmetechnischen Anlagen je Person und Jahr ........................... 36
Tabelle 9: Umwandlungsprozesse von Biomasse ........................................................................................ 47
Tabelle 10: Brennwerte von Ausgangsstoffen (2011, Libra et al.) ................................................................ 49
Tabelle 11: Analyseergebnisse der Fettabscheiderproben (Skitek, 2012) ................................................... 54
Tabelle 12: Verwendete Materialien für den Versuch „MIX“ ......................................................................... 55
Tabelle 13: Versuchsplan HTC ..................................................................................................................... 55
Tabelle 14: Grauwasserkonzentrationen nach verschiedenen Quellen ....................................................... 71
Tabelle 15: Spezifischer Stromverbrauch für die betrachteten Grauwasserbehandlungsverfahren ............ 77
Tabelle 16: Ergebnisse der Nutzerwertanalyse der Grauwasserbehandlungsverfahren ............................. 78
Tabelle 17: Wassergebrauch und -temperatur in niederländischen Haushalten .......................................... 80
Tabelle 18: Geräte für die Unterdruckmessungen bei den Versuchen im Juni 2012 ................................... 92
Tabelle 19: Informationen für die Auslegung der alternativen Szenarien ................................................... 111
Tabelle 20: Spezifikationen für das Drucksystem mit Schneidradpumpen nach Crites ............................. 116
Tabelle 21: Spezifikationen für das Drucksystem mit Schneidradpumpen nach DIN EN 12056-2 ............ 116
Tabelle 22: Spezifikationen für das Freigefällesystem mit Drainwave ....................................................... 119
Tabelle 23: Anzahl und Größen der Speichertanks .................................................................................... 121
Tabelle 24: Massenbilanz für Referenzszenario 1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg ................ 125
Tabelle 25: Massenbilanz für Referenzszenario 2: Vakuumsystem der Jenfelder Au ............................... 126
Tabelle 26: Massenbilanz für die vier Alternativsysteme für den Schwarzwassertransport ....................... 127
Tabelle 27: Abkürzungen der Bezeichnung der Referenz- und Alternativsysteme .................................... 127
XII
Dezember 2013
Tabelle 28: Strom- und Wärmebilanzen für die sechs Systeme ................................................................. 132
Tabelle 29: Vergleich der spezifischen Strom- und Wärmeflüsse pro Kopf und Jahr der 6 Systeme ........ 135
Tabelle 30: Eingangsdaten für die Investitionskostenberechnungen ......................................................... 137
Tabelle 31: Investitionskosten Vergleich für die sechs Szenarien .............................................................. 140
Tabelle 32: Eingangsdaten für die Berechnung der Betriebskosten .......................................................... 141
Tabelle 33: Weitere Eingangsdaten für die dynamische Jahreskostenberechnung nach LAWA............... 142
Tabelle 34: Ergebnisse der Jahreskostenberechnung nach LAWA ........................................................... 143
Tabelle 35: Zusammenfassung der Patente der Phoenix Product Development Ltd. ................................ 166
Tabelle 36: Anschlusswerte und Nennweiten von belüfteten Einzelanschlussleitung ............................... 170
Tabelle 37: Schmutzwasserabflüsse und berechnete erforderliche Nennweiten ....................................... 170
Tabelle 38: Versuchsübersicht Vorversuche .............................................................................................. 179
Tabelle 39: Versuchsübersicht Vertiefungsversuche I ................................................................................ 193
Tabelle 40: Versuchsübersicht Vertiefungsversuche II ............................................................................... 202
Tabelle 41: Versuchsübersicht der Versuche mit DN 50-Leitung ............................................................... 208
Tabelle 42: Übersicht der Drainwave-Versuche ......................................................................................... 219
Tabelle 43: Merkmale der Versuche im Vergleich ...................................................................................... 226
Tabelle 44: Merkmale der Versuche V2.3a, V3.1a, V1.7 und V1.4b .......................................................... 227
Tabelle 45: Vergleich der Feststofftransportdistanzen von 200 g-Teststücken .......................................... 267
Tabelle 46: Abschätzung der Anzahl gleichzeitig arbeitender Schneidradpumpen (E/ONE, 1998) ........... 269
Tabelle 47: Ergebnisse der Berechnung des theoretisch erforderlichen Energieliniengefälles ................. 272
Tabelle 48: Minimale Fließgeschwindigkeit bei Vermeidung von Ablagerungen........................................ 275
XIII
Dezember 2013
Abkürzungsverzeichnis
Formelzeichen
Symbol
Dimension
2
A
Oberfläche
m
cp
Wärmekapazität
J/K
cT
Feststoffkonzentration
‰
C
Hazen-Williams-Koeffizient
-
d, D
Durchmesser
m
hDruck
Druckhöhe
m
g
Erdbeschleunigung
m/s
Füllungsgrad (Verhältnis Füllhöhe zu Rohrdurchmesser)
-
h
Füllhöhe
m
H
Druckverlust (head loss)
m
Enthalpiestrom
J/s
J
Gefälle
%
JE
Energieliniengefälle
‰
k
hydraulische Rohrrauhigkeit
m
k
Wärmedurchgangskoeffizient
W / (m ∙K)
K
Abflusskennzahl
-
Massenstrom
kg / s
oTS
organische Trockensubstanz
kg
P
Leistung
W
Q
Volumenstrom
m /s
Wärmeverluststrom
J/s
rhy
hydraulischer Radius
m
t
Zeit
s
T
Temperatur
K, °C
TS
Trockensubstanz
kg
v
Fließgeschwindigkeit
m/s
V
Volumen
m
kinematische Viskosität
m /s
Spezifische Dichte
kg / m
minimale Schubspannung
N/m
2
2
3
3
2
XIV
3
2
Dezember 2013
Abkürzungen
ALT
Alternativsystem
DN
Nenndurchmesser
DU
Anschlusswert (dwelling unit)
E
Einwohner
EC
European Classification
EDU
äquivalenter Anschlusswert (equivalent dwelling units)
EGW
Einwohnergleichwert
EMAS
Eco-Management und Audit Scheme
ESF
Einrichtung zum Sammeln und Fördern
HW
HAMBURG WASSER
HWC
HAMBURG WATER Cycle
ICP
International Patent Classification
PVC
Polyvinylchlorid
REF
Referenzsystem
TAP
Teilarbeitspaket
TS
Trockensubstanz
VERA
Verwertungsanlage für Rückstände aus der Abwasserbehandlung (Klärschlammver-
®
brennung in Hamburg)
WE
Wohneinheit
W.R.A.S.
britische Wasserregulierungsbehörde „Water Regulation Advisory Scheme“
XV
1.
Einleitung
1.1
Projektspezifische Informationen
Auf einem ehemaligen Kasernengelände im Hamburger Stadtteil Wandsbek wird das neue Stadtquartier
Jenfelder Au mit insgesamt 770 Wohneinheiten für ca. 2.000 Einwohner entstehen, davon 630 im Neubau
(Projektgebiet: 35 ha, davon 3 ha Grünflächen mit Teich). In Einzel-, Doppel-, Reihen- und mehrgeschossigen Häusern sowie der begleitenden sozialen, kulturellen und gewerblichen Infrastruktur soll in dem neuen
Stadtquartier finanzierbarer Wohnraum für Familien in der Stadt entstehen.
Neben modernsten Wärmedämmstandards wird ein innovatives, ganzheitliches Entwässerungs- und Energiegewinnungskonzept als Demonstrationsvorhaben umgesetzt. Das technische Konzept HAMBURG
®
WATER Cycle der Hamburger Stadtentwässerung, ein Unternehmen von HAMBURG WASSER, sieht
eine getrennte Ableitung von Toilettenabwasser (Schwarzwasser) und sonstigem häuslichen Abwasser
(Grauwasser) vor. Das Schwarzwasser wird mit Unterdrucktechnik konzentriert erfasst und in einem Fermenter gemeinsam mit organischen Abfällen (Fettabscheiderrückständen) zu Biogas umgewandelt. Dies
wird in einem Block-Heizkraftwerk in Elektrizität und Wärme transformiert. Diese regenerative Energiegewinnung soll durch die Nutzung von Erdwärme und Solarthermie unterstützt werden, um in einem Nahwärmenetz eine CO2-neutrale Wärmeversorgung zu erreichen. Aus den Reststoffen der Biogasanlage, den
Gärresten, sollen darüber hinaus langfristig hochwertige Produkte zur Bodenverbesserung und Düngung
hergestellt werden. Sowohl die energetischen als auch die stofflichen Produkte sollen prioritär im Stadtquartier Jenfelder Au genutzt werden. Grauwasser wird einer energiesparenden dezentralen Grauwasserbehandlungsanlage zugeführt und die Rückstände aus der Aufbereitung ebenfalls als Co-Substrat bei der
Vergärung genutzt.
In diesem neuen Klimamodellstadtteil wird quartiersbezogener Umweltschutz mit hoher städtebaulicher
Qualität durch neue Wege in der Siedlungswasserwirtschaft und Nahwärmeversorgung realisiert: Das
energetische Potenzial der Stoffströme wird genutzt und Synergien zwischen den Infrastruktursystemen
erschlossen.
®
Die folgende Abbildung 1 zeigt schematisch den HAMBURG WATER Cycle (HWC), der durch die wesentlichen Komponenten geprägt ist:

Getrennte Erfassung der Abwasserteilströme Schwarz- und Grauwasser im Haus

Erfassung des Schwarzwassers mit Vakuumtoiletten und Transport mit Vakuumtechnik

Belastungsarmes Grauwasser und konzentriertes Schwarzwasser

Schwarzwasserverwertung ermöglicht eine Vergärung mit anderer Biomasse und damit eine
regenerative Energiegewinnung vor Ort
Dezember 2013
®
Abbildung 1: HAMBURG WATER Cycle Trennung häuslicher Abwässer zur energetischen Nutzung
In Abbildung 2 ist das Stadtquartier der Jenfelder Au mit den Grauwasser- und Schwarzwasserleitungen
dargestellt. Das Grauwasser wird in Freigefällesielen bis zum nordöstlichen Ende des künstlichen Teiches
(Dauerstaufläche in dunkelblau dargestellt) geführt und von dort mit einem Pumpwerk zum Betriebshof
gefördert. Das Schwarzwasser wird mit Vakuumleitungen und Vakuumpumpen zum Betriebshof transportiert. Das Regenwasser wird separat gesammelt, im Quartier erlebbar gemacht und gedrosselt in den Vorfluter Rahlau abgeleitet.
®
Abbildung 2: HAMBURG WATER Cycle im Stadtquartier Jenfelder Au
2
Dezember 2013
Von den 770 Wohneinheiten des Stadtquartiers Jenfelder Au werden 630 neu gebaut und an den HAMBURG WATER Cycle
®
(HWC) angeschlossen. Bei durchschnittlich angenommenen 3 Einwohnern pro
Wohneinheit werden 1.890 Einwohner in Summe an den HWC angeschlossen. Das Demonstrations- und
Forschungsvorhaben Jenfelder Au zielt darauf ab, ganzheitliche, innovative, modellhafte und zukunftsweisende Lösungen zu finden, um auf intelligente Weise städtische Entsorgungsaufgaben für Abwasser mit
den Versorgungsaufgaben im Energiebereich sowie mit stadtplanerischen Aspekten zu vereinen.
®
Für die finanzielle Unterstützung der baulichen Umsetzung des HAMBURG WATER Cycle (HWC) stehen
EU-Fördermittel aus dem LIFE+ Programm zur Verfügung. Neben der Förderung dieses ENEFF:StadtProjekts durch das BMWi stehen Mittel für eine transdisziplinäre Begleitforschung des BMBF im KREIS1
Projekt im Rahmen der Fördermaßnahme INIS im FONA-Programm zur Verfügung.
1.2
Zielsetzungen des Projektes
Das vorliegende durch das BMWi geförderte EnEff:Stadt-Projekt zielt auf die energetische Optimierung, die
ökonomische Bewertung sowie die Weiterentwicklung des HWC-Konzeptes bezüglich der Erfassung und
des Transports von Schwarzwasser im Stadtquartier Jenfelder Au ab.
Es soll untersucht werden, wie das in der Jenfelder Au geplante System des HAMBURG WATER Cycle
energetisch und ökonomisch im Vergleich zum Anschluss dieses neuen Stadtquartiers an das aktuell in
Hamburg existierende Abwassersystem und einer klassischen Wärmeversorgung zu bewerten ist.
Außerdem sollen Entscheidungsgrundlagen für die bauliche Umsetzung des HAMBURG WATER Cycles in
der Jenfelder Au erarbeitet werden. Hierzu wurden folgende Einzelaspekte im Rahmen dieses Projektes
näher untersucht:

Möglichkeiten bezüglich der Verwertung der Gärreste

Varianten zur Grauwasserbehandlung

Schwarzwasserleitungsführung, Revisionseinrichtungen und Strangüberwachung
Außerdem soll untersucht werden, ob die in England neu entwickelte Propelair-Toilette Potenzial für die
Weiterentwicklung des HAMBURG WATER Cycle hat.
1
Intelligente und multifunktionelle Infrastruktursysteme für eine zukunftsfähige Wasserversorgung und
Abwasserentsorgung www.bmbf.nawam-inis.de.
3
1.3
Dezember 2013
Arbeitsprogramm und Projektbeiteiligte
Um die Zielsetzungen des Projektes zu erfüllen wurde folgendes Arbeitsprogramm unterteilt in fünf Arbeitspakete aufgestellt:

®
TAP 1: Es werden verschiedene Varianten des HAMBURG WATER Cycle (HWC) - vom Haus
über die Abwasserentsorgung bis hin zur Wärmeversorgung aufgestellt. Diese werden energetisch und ökonomisch bilanziert und mit dem aktuellen klassischen Ver- und Entsorgungssystem in Hamburg verglichen.

TAP2: Für die Verwertung der Gärreste aus dem Fermenter werden praktische, rechtliche und
organisatorische Fragestellungen mit dem Ziel einer stofflichen Verwertung in der Landwirtschaft untersucht und Versuche zur Aufbereitung der Gärreste durchgeführt.

TAP3: Die verschiedenen Möglichkeiten der Aufbereitung des Grauwassers werden vor dem
Hintergrund der praktischen Rahmenbedingungen im Stadtgebiet Jenfelder Au gegenübergestellt und insbesondere bezüglich des Energieverbrauchs beurteilt. Es wird eine Auswahl für die
Grauwasserbehandlung getroffen. Außerdem wird die Möglichkeit der thermischen Nutzung von
Grauwasser untersucht.

TAP4: Versuche zum Betrieb des Unterdruckentwässerungssystems werden ebenso durchgeführt wie eine Überprüfung des Strangüberwachungssystems vorgenommen. Außerdem erfolgt
eine planerische Optimierung des Unterdruckentwässerungssystems.

®
TAP5: Das HAMBURG WATER Cycle Konzept wird mit dem Ziel der energetischen Optimierung und der Trennung von häuslicher Entwässerung und Abwasserentsorgung im öffentlichen
®
Bereich weiterentwickelt. Die Umsetzung des HAMBURG WATER Cycle in der Jenfelder Au
beruht für die getrennte Schwarzwassererfassung auf der Nutzung von Unterdrucktoiletten und
einer Unterdruckentwässerung. Dies hat den Vorteil, dass es sich hierbei um bereits bewährte
Komponenten handelt, die nun entsprechend für die Anwendung in der Jenfelder Au angepasst
werden. Eine mögliche Alternative für die Erfassung des Schwarzwassers stellt die neu entwickelte Propelair-Toilette dar. Diese soll bezüglich ihrer Umsetzung und ihrer Auswirkungen auf
die technische Ausgestaltung des HWC untersucht werden. Die unterschiedlichen Ausgestaltungen werden energetisch und ökonomisch miteinander und mit Referenzsystemen verglichen.
An dem Projekt haben eine Reihe von HAMBURG WASSER-Mitarbeitern aus den Fachrichtungen Chemie,
Umwelttechnik, Bauingenieurwesen mitgewirkt, die in den Abteilungen Technologieentwicklung, Betriebstechnik und Anlagenbau beschäftigt sind. Für die Nachbehandlung der Gärreste mittels Hydrothermaler
Carbonisierung, vgl. Kapitel 3.3, wurde ein Unterauftrag an die Technische Universität Hamburg Harburg
vergeben. Außerdem wurden zwei Masterarbeiten im Rahmen des Projektes durchgeführt und bei HAMBURG WASSER betreut: Dominik Urban (2012) und Katherine Kinstedt (2012). Mehrere Praktikanten haben an dem Projekt mitgewirkt.
4
2.
TAP1: Energetische und ökonomische Bilanzierung des HWC-Konzeptes
2.1
Energetische Bilanzierung
Bei der energetischen und ökonomischen Bilanzierung des HWC-Konzeptes wird das HAMBURG WATER
Cycle Konzept mit den derzeit in Betrieb befindlichen Anlagen zur Abwasserentsorgung in Hamburg verglichen. Die Abwasserbehandlung in Hamburg erfolgt über die Ableitung des Abwassers über Freigefällesiele, Transportsammler und Druckrohrleitungen, danach folgt die Behandlung in der Kläranlage
Köhlbrandhöft-Dradenau. Bei der Bilanzierung werden verschiedene Szenarien der Biogasverwertung,
Grauwasseraufbereitung, der energetischen Gebäudequalität und der Wärmeerzeugung im Quartier
Jenfelder Au energetisch betrachtet. Die energetische Bilanzierung des HWC-Konzeptes wird nachfolgend
untergliedert in zwei Teilbereiche

Bereich 1: abwassertechnische Anlagen

Bereich 2: wärmetechnische Versorgung
2.1.1 Abwassertechnische Anlagen
Für die Abwasserentsorgung der Stadt Hamburg ist die Hamburger Stadtentwässerung (HSE) als Unternehmen von HAMBURG WASSER tätig. Sie ist das älteste öffentliche Abwasserentsorgungsunternehmen
auf dem europäischen Kontinent. Kernaufgabe der HSE ist die Beseitigung des anfallenden Abwassers.
Über Hausanschlussleitungen fließt es in ein unterirdisches Kanalnetz, in Hamburg Siele genannt. Das
Sielnetz hat eine Länge von über 5.000 Kilometern. Hier wird das Abwasser von über 2 Millionen Einwohnern, Gewerbe- und Industriebetrieben sowie von vielen Umlandgemeinden gesammelt und zum Klärwerksverbund Köhlbrandhöft / Dradenau transportiert. Dort erfolgt die mehrstufige Behandlung und Reststoffverwertung. Das System der vorhandenen Anlagen wurde für die Bilanzierung vereinfacht. Grund hierfür sind die nicht mit dem HWC-Konzept vergleichbaren Einheiten der gesamten Regenwasserableitung
und –behandlung, sowie der Einfluss der industriellen Einleitungen auf die Ableitungs- und Behandlungsanlagen.
Verglichen werden hier demnach die häuslichen Abwasserströme, die auch im Projektgebiet Jenfelder Au
anfallen und zur Behandlung anstehen. Das in Hamburg befindliche konventionelle System muss bei einem Vergleich mit dem im Projektgebiet vorgesehenen System auf gleichwertiger Basis erfolgen. Insofern
wurden die anteiligen Regenwassermengen, die in das Mischwassersystem eingetragen werden, ebenso
wie Fremdwasser und die Abwasserübernahmen aus umliegenden Gemeinden rechnerisch nicht berücksichtigt.
Bei der Bilanzierung wurde beim in Hamburg vorhandenen System der Abwasserentsorgung auf bereits
vorhandene Daten zurückgegriffen. Die Daten basieren auf dem veröffentlichten Bericht zur Umwelterklärung 2010 (HAMBURG WASSER, 2010). Die Daten für 2011 weichen nicht wesentlich von den zugrundegelegten Daten des Jahres 2010 ab. Insofern ist diese Datenlage nach wie vor verlässlich.
Dezember 2013
Fermenter
Eigenstrombedarf
Trinkwasser
Biogas
VERA
Eigenwärmebedarf
Gebäude
ÜberschußSchlamm
Abwasser
Zentrales Klärwerk
Köhlbrandhöft-Dradenau
Eigenstrombedarf
Gereinigtes
Abwasser
Ableitung
Elbe
Abbildung 3: Vereinfachte schematische Darstellung der Abwasserentsorgung in Hamburg
(ohne Industrie / Gewerbe)
Ein vereinfachtes Schema der Abwasserentsorgung in Hamburg, die für die Bilanzierung herangezogen
wurde, zeigt die Abbildung 3.
Sämtliche Energiewerte wurden beim Vergleich der beiden Systeme auf eine Bezugsgröße normiert. Hier
bietet sich aufgrund der sehr unterschiedlichen Größe des Betrachtungsraumes Hamburg im Vergleich
zum Projektgebiet der Bezug je Einwohner und Jahr an. Die nicht zu berücksichtigenden Mengen an Einleitungen aus Fremdwasser, Abwasserübernahmen und Regenwasseranteilen liegen bei etwa 40% der Gesamtabwassermenge (vgl. Kapitel 6.5.2). Anhand der Einwohnerwerte und des Bedarfes an elektrischer
Energie des Klärwerksverbundes Köhlbrandhöft / Dradenau wurde für das häusliche Abwasser incl. des
Fremdwasseranteils der Bedarf an elektrischer Energie ermittelt.
Vergleichssystem: Abwasserentsorgung in Hamburg mit Fettabscheiderrückständen
Die nachfolgende Abbildung zeigt die schematische Anordnung der einzelnen Ströme für das Vergleichssystem in Hamburg. Die betrachteten Systemgrenzen sind hier gestrichelt dargestellt. Aufgrund der Komplexität des Systems werden nur die Hauptkomponenten betrachtet. Die energetische Bilanzierung ist anhand der vorliegenden Daten und Berechnungen für die einzelnen Systemkomponenten vorgenommen
worden. Bei dieser systemischen Betrachtungsweise wurde unterstellt, dass die anteilige Menge an
Fettabscheiderrückständen beiden Systemen zugeführt wird, sie liegt bei rund 9.000 m³ pro Jahr.
6
Dezember 2013
Fettabscheiderrückstände
Fermenter
Eigenstrombedarf
Trinkwasser
Biogas
VERA
Einspeisung
öffentl. Netz
Eigenwärmebedarf
Gebäude
ÜberschußSchlamm
Abwasser
Eigenstrombedarf
Zentrales Klärwerk
Köhlbrandhöft-Dradenau
Gereinigtes
Abwasser
Ableitung
Elbe
Abbildung 4: Vereinfachte schematische Darstellung des Vergleichssystems der Abwasserentsorgung
in Hamburg
Die einzelnen Ströme wurden hinsichtlich ihrer energetischen Relevanz bewertet. Betrachtet werden die
einzelnen Hauptprozesse:

Elektrischer Energiebedarf der Trinkwasserbereitstellung

Elektrischer Energiebedarf des Abwassertransports

Elektrischer Energiebedarf der Abwasserbehandlung

Wärmebedarf der Abwasserbehandlung und Wärmeproduktion

Produktion elektrischer Energie

Rechnerischer Biogasertrag des Fermenters und Produktion elektrischer Energie durch
Mit Hilfe dieser Prozesse lässt sich das Vergleichssystem hinreichend energetisch beschreiben.
In die Berechnungen einbezogen wird der Energiebedarf für die Trinkwasserbereitstellung, da es beim
Vergleich der betrachteten Systeme Unterschiede beim Bedarf an Trinkwasser für die Toilettenspülung
gibt. Es wird jedoch nur der Unterschied, d. h. das beim HWC System eingesparte Trinkwasser mit in die
Bilanz aufgenommen.
7
Dezember 2013
Elektrischer Energiebedarf des Abwassertransports
Der Strombedarf für den Transport des gesamten Abwassers zum Kläranlagenverbund KöhlbrandhöftDradenau beträgt rund 12 Mio. kWhel pro Jahr (HAMBURG WASSER, 2010). Der Anteil, der davon dem
Transport des häuslichen Abwassers zuzurechnen ist beträgt rund 60 % (vgl. Kapitel 6.5.2). Bezogen auf
die 1,96 Mio. Einwohner Hamburgs ergibt sich ein spezifischer elektrischer Energiebedarf von 3,6
kWhel/(E·a).
Elektrischer Energiebedarf der Abwasserbehandlung
Der insgesamt auf dem Klärwerksverbundes Köhlbrandhöft / Dradenau im Jahr 2010 benötigte Strom betrug rund 108 Mio. kWhel. Davon fallen rund 85 Mio. kWhel für die Abwasserbehandlung und
Schlammeindickung und rund 23 Mio. kWhel für die Entwässerung und Verbrennung des Schlamms in dem
auf der Kläranlage vorhandenem Gas- und Dampfkraftwerk VERA an. Auf der Kläranlage werden neben
den häuslichen Abwässern des Hamburger Stadtgebiets auch Industrie- und Gewerbeabwässer sowie
Zuleitungen aus Umlandgemeinden gereinigt, so dass als Bezugsgröße, auf die diese Energieverbräuche
bezogen werden, nicht die 1,96 Mio. Einwohner Hamburgs, sondern die behandelten Einwohnergleichwerte von 2,9 Mio. angesetzt werden. Damit ergibt sich ein spezifischer Energieverbrauch für Schlammentwässerung und -verbrennung von 8 kWhel/(E·a) und für die Abwasserbehandlung und Schlammeindickung
von 29,3 kWhel/(E·a). Die Daten wurden anhand der Umwelterklärung von HAMBURG WASSER (2010)
bilanzierten Abwassermengen ermittelt.
Wärmebedarf der Abwasserbehandlung und Wärmeproduktion
Die beim Prozess entstehende Wärme wird fast ausschließlich zum Betrieb der vorhandenen Anlagen
benötigt. Eine Auskopplung von Wärme findet bis auf einen sehr geringen Anteil nicht statt. Die Wärmebilanz wird in dem energetischen Vergleich aus diesem Grund als ausgeglichen und damit mit Null angesetzt.
Produktion elektrischer Energie
Die Produktion elektrischer Energie im Vergleichssystem erfolgt in der Anlage VERA über einen Gas- und
Dampf-Prozess (GuD), die sich auf dem Gelände des Klärwerksverbundes Köhlbrandhöft / Dradenau befindet. Dieser großtechnisch umgesetzte Prozess zeichnet sich u. a. durch einen sehr guten elektrischen
Wirkungsgrad, nach Angaben der Betreibergesellschaft VERA von rund 39% (VERA GmbH 2012) aus. Für
diese vergleichende Untersuchung wurden bei beiden Systemen zur Erzeugung von elektrischer Energie
7.000 Vollbenutzungsstunden je Jahr zugrunde gelegt.
3
In Summe wurden im Klärwerksverbund in der VERA im Jahr 2010 insgesamt 32,7 Mio. m Biogas und
daraus 85,4 Mio. kWhel Strom und 88,5 Mio. kWhth Wärme erzeugt (HAMBURG WASSER, 2010). Um eine
spezifische Stromproduktion zu errechnen wurden hier wieder die Einwohnergleichwerte von 2,9 Mio. angesetzt, so dass sich eine spezifische Stromproduktion von 29,4 kWhel/(E·a) ergibt.
8
Dezember 2013
Rechnerischer Biogasertrag des Fermenters und zusätzlicher Stromproduktion durch Fettabscheiderrückstände
Der Biogasertrag des Fermenters im Vergleichssystem wurde anhand der Daten aus der Umwelterklärung
von HAMBURG WASSER (2010) und eigener Untersuchungen vorgenommen. Beim Vergleichssystem
wird
zu
Vergleichszwecken
davon
ausgegangen,
dass
die
anteilig
gleiche
Menge
an
Fettabscheiderrückständen wie im HWC-System zugegeben wird. Somit erhöht sich hier die erzeugte
Menge an Biogas. Die zugrunde gelegten Gasausbeuten wurden anhand von Literaturangaben (Feng
2011, Weiland 2001) vorgenommen und stimmen mit den in anderen Forschungsprojekten (vgl. BERBION)
ermittelten Ergebnissen überein.
3
Aus den rund 9.000 m /a zugegebenen Fettabscheiderrückständen ist eine jährliche Gasausbeute von
3
rund 340.000 m /a zu erwarten. Mit den Daten der VERA und den getroffenen Annahmen ergibt sich eine
spezifische Stromproduktion von 360 kWhel/(E·a).
HWC-System in der Jenfelder Au
Bei der Betrachtung des HWC-Systems müssen im Unterschied zum Vergleichssystem noch verschiedene
Komponenten hinzugefügt werden. Die betrachteten Prozesse gliedern sich in einzelne Unterabschnitte
auf.
Die einzelnen Ströme wurden hinsichtlich ihrer energetischen Relevanz bewertet. Betrachtet werden die
hauptsächlich relevanten Komponenten:


Elektrischer Energiebedarf des Grauwasserpumpwerks

Elektrischer Energiebedarf der Vakuumentwässerung

Elektrischer Energiebedarf der Grauwasserbehandlung

Elektrischer Energiebedarf des Fermenters

Biogasertrag des Fermenters

Produktion elektrischer Energie und Wärmeenergie im BHKW

Elektrischer Energiebedarf des BHKW

Wärmebedarf des Fermenters
9
Dezember 2013
Die nachfolgende Abbildung 5 zeigt die schematische Anordnung der einzelnen Ströme für das HWCSystem im Projektgebiet. Die betrachteten Systemgrenzen sind hier gestrichelt dargestellt.
Gärrückstand
Fermenter
Eigenstrombedarf
Trinkwasser
Gebäude
Schwarzwasser
VakuumEntwässerung
Einspeisung
öffentl. Netz
BHKW
Biogas
Wärmeversorgung
Quartier
Grauwasser
Eigenwärmebedarf
ÜberschußSchlamm
Eigenstrombedarf
Tropfkörper
Pump
werk
Gereinigtes Grauwasser
Ableitung
Rahlau
Abbildung 5: Vereinfachte schematische Darstellung des HWC-Systems im Projektgebiet
Wie bereits bei der Beschreibung des Vergleichssystems erwähnt, wird die Differenz des Energiebedarfs
für die Bereitstellung von Trinkwasser mit in die Energiebilanz aufgenommen. Der spezifische Energiebedarf für die Bereitstellung von Trinkwasser ist entsprechend der Umwelterklärung 2010 von HAMBURG
3
WASSER 0,5 kWhel/m (HAMBURG WASSER, 2010). Bei dem Einsatz von Vakuumtoiletten werden pro
Person und Tag rund 30 Liter Trinkwasser eingespart, das entspricht einer Einsparung von rund
3
11 m /Jahr und damit einer spezifischen Stromeinsparung von 5,5 kWhel/(E·a).
Elektrischer Energiebedarf des Grauwasserpumpwerks
Für die Ableitung des anfallenden Grauwassers wird aufgrund der Topografie des Geländes ein Pumpwerk
notwendig. Der hierfür erforderliche Energiebedarf wurde folgendermaßen ermittelt: Die Grauwasserpro3
duktion wird mit 72 L/(E·d) angenommen, so dass von 1890 Einwohnern rund 136 m Grauwasser pro Tag
anfallen. Eine Pumpe mit einer mittleren elektrischen Leistung von 3,8 kW und einer mittleren Förderleis3
tung von 36,7 m /h muss täglich 3,7 Stunden laufen. Damit ergibt sich ein jährlicher Strombedarf von
5.143 kWhel/a und umgelegt auf 1890 Einwohner sind es 2,7 kWhel/(E·a).
10
Dezember 2013
Elektrischer Energiebedarf der Vakuumentwässerung
Die Entwässerung des Schwarzwassers im Projektgebiet erfolgt mittels Rohrleitungen und einer Vakuumstation. Maßgebend für die Bestimmung der elektrischen Energie sind die Verluste im Rohrsystem und die
Energieverluste beim Betätigen der Spültoilette. Nach Herstellerangaben wurden 60 Liter je Spülvorgang
angenommen. Der hierfür notwendige Energiebedarf wurde näherungsweise nach DIN EN 12109, DIN EN
1091 und DWA-A 116 bestimmt und im Rahmen dieses Projektes optimiert (vgl. Kapitel 5.5). Der Stromverbrauch konnte durch eine Optimierung der Planung von 18.200 kWhel/a auf 13.400 kWhel/a reduziert
werden. Damit ergibt sich ein spezifischer Stromverbrauch von 7,1 kWh el/(E·a).
Elektrischer Energiebedarf der Grauwasserbehandlung
Die Behandlung des Grauwassers wurde anhand von acht unterschiedlichen Varianten untersucht (vgl.
Kapitel 4.2). Davon erschienen folgende drei als geeignet für den Anwendungsfall in der Jenfelder Au und
wurden einer Nutzwertanalyse unterzogen.

(A) Tropfkörper

(B) Rotationstauchkörper

(C) Membranbelebungsreaktor (MBR)
Aus energetischer Sicht sind die Varianten A und B mit einem relativ geringen Energiebedarf als annähernd gleich zu betrachten, während die Variante C drei bis vier Mal so viel elektrische Energie wie die
beiden ersten Varianten benötigt. Im Vergleich zu den Varianten A und B zeichnet sich die Variante C
durch eine deutlich komplexere Verfahrenstechnik aus. Für das Projektgebiet wurde die Variante A Tropfkörper ausgewählt. Diese zeichnet sich sowohl durch eine robuste Technik als auch einen geringen Platzbedarf und einen niedrigen Energiebedarf aus.
Der gesamte jährliche Energiebedarf für den Tropfkörper beträgt rechnerisch rund 9.500 kWh el/a, der spezifische Energiebedarf beträgt rund 5 kWhel/(E·a) (vgl. Kapitel 4.2.2).
Elektrischer Energiebedarf des Fermenters
Vorgesehen sind Paddelrührwerke mit einem hohen energetischen Wirkungsgrad. Für das Rührwerk und
die Umwälzpumpe im Fermenter wird insgesamt eine Leistung von 10 kW für rund 5 Stunden pro Tag benötigt. Daraus ergibt sich ein jährlicher Stromverbrauch von 18.250 kWh el/a und bezogen auf die 1.890
Einwohner der Jenfelder Au ist der spezifische Stromverbrauch des Fermenters somit 10 kWhel/(E·a).
Biogasertrag des Fermenters
Beim HWC-System wird zu Vergleichszwecken davon ausgegangen, dass die anteilig gleiche Menge an
Fettabscheiderrückständen wie im Vergleichssystem zugegeben wird. Außerdem wird noch der Schlamm
aus der Grauwasserreinigung zugegeben. Die zugrunde gelegten Gasausbeuten wurden anhand von Literaturangaben (Feng 2011, Weiland 2001) und eigenen Untersuchungen (HAMBURG WASSER, 2010)
11
Dezember 2013
vorgenommen und stimmen mit den in anderen Forschungsprojekten (vgl. BERBION) ermittelten Ergebnissen
überein.
Die
gesamte
Gasausbeute
aus
Schwarzwasser,
Grauwasserschlamm
und
3
Fettabscheiderrückständen beträgt rund 360.000 m /a.
Produktion elektrischer Energie und Wärmeenergie im BHKW
Das Biogas wird in einem BHKW zu Strom und Wärme umgewandelt. Die Wirkungsgrade bei der Energieumwandlung des BHKW wurden Herstellerangaben entnommen; sie betragen 0,34 elektrisch und 0,55
thermisch. Das gewählte BHKW hat eine elektrische Leistung von 100 kW el und eine thermische Leistung
von 210 kW th. Für die Berechnungen werden 7.000 Vollbenutzungsstunden pro Jahr zugrunde gelegt.
Insgesamt wird im Jahr somit 700.000 kWhel/a Strom und pro Einwohner in der Jenfelder Au
370 kWhel/(E·a) erzeugt.
Die jährliche Wärmeproduktion liegt bei 1.470.000 kWhth/a und einwohnerspezifisch bei 778 kWhth/(E·a).
Elektrischer Energiebedarf des BHKW
Der elektrische Energiebedarf des BHKW wurde mit 3,1 % der Gesamtstromproduktion entnommen und
liegt somit bei 21.700 kWhel/a und pro Einwohner bei 11 kWhel/(E·a).
Wärmebedarf des Fermenters
Der Fermenter wird im HWC-System wie auch im Vergleichssystem im mesophilen Temperaturbereich bei
35 °C gefahren. Neben dem Aufheizen des Substrates müssen die Wärmeverluste über die Hülle des Fermenters ebenso ausgeglichen werden wie die Verluste auf dem Gas- und dem Wasserpfad. Für die Temperierung des Fermenters wurde eine außenliegende Beheizung gewählt (siehe Abbildung 6).
Betrachtet wurden zwei unterschiedliche Systeme:

ohne Wärmerückgewinnung

mit Wärmerückgewinnung
Abbildung 6: Vereinfachte schematische Darstellung der Wärmeströme und Enthalpie des Fermenters
12
Dezember 2013
Der Wärmebedarf für die außenliegende Heizung wird über eine Massen- und Enthalpiebilanz ermittelt.
Dabei wird die chemische Energieumwandlung vernachlässigt. Die Formel für die Massenbilanz in kg/s ist:
in Substrat
Die Enthalpie
aus
rrest
aus
as
in kJ/s oder kW für jeden Strom wird berechnet über folgende Formel, mit cp Wärmekapa-
zität, dem Massenstrom
und der Temperatur T in K
Die Enthalpiebilanz ist
ein Substrat
Der Wärmeverlust über die Zeit
W rmebedarf
Verluste
aus
as
aus
rrest
Verluste
2
wird über folgende Formel berechnet, mit Oberfläche A in m ,
2
Wärmedurchgangskoeffizient k in kW/(m ∙K) und der Temperatur T in K
Verluste
∙
Substrat ∙ Substrat
∙
iogas ∙
iogas
Der Wärmedurchgangskoeffizient k für den Reaktor der aus mit 200 mm verstärktem Beton und 100 mm
-4
Isolierung (geschäumtes Polystyrol) gefertigt ist, beträgt k = 3.63 ∙ 10 kW/(m²∙K). Zur Ermittlung der Temperatur des Biogases im Reaktor TBiogas, wird ein Wärmeübergangskoeffizient von der flüssigen in die
Gasphase von k = 12 W/(m²∙K) angenommen.
3
Auf Grundlage der Substratmengen wurde ein Reaktorvolumen von 1.140 m mit einem Durchmesser von
11 m und einer Höhe von 12 m ausgewählt. Die Temperatur des Substrats, das in den Fermenter eingebracht wird, liegt bei ca. 12 °C und die Temperatur im Fermenter wird mit 35 °C angenommen. Das erzeugte Gas zur Energieerzeugung wird aus dem Fermenter mit 35 °C entnommen. Ebenso werden die Gärreste
mit 35 °C entnommen. Der Wärmeverlust über die Reaktorhülle ist aufgrund des niedrigen Wärmedurchgangskoeffizienten relativ gering.
Der Heizungsbedarf
Heizung
errechnet sich zu
Heizung
= 5,1 kW + 7,4 kW + 610,6 kW - 580 kW = 43,1 kW.
Im Jahr müssen dem Fermenter somit 377.000 kWhth/a Wärme zugeführt werden, um die 35 °C Zieltemperatur zu halten. Bezogen auf die Einwohner errechnet sich ein spezifischer Heizbedarf von 200 kWh th/(E·a).
13
Dezember 2013
Im Jahresmittel schwankt der Wärmebedarf des Fermenters nur unerheblich, wie auf der Abbildung 7 zu
erkennen ist.
9%
8%
9%
9%
8%
9%
8%
8%
8%
8%
8%
1
2
3
4
5
8%
6
7
8
9
10
11
12
Abbildung 7: Prozentuale Verteilung des Wärmebedarfs des Fermenters im Jahresverlauf in Monaten
Die nur sehr geringen Schwankungen dieses Wärmebedarfes sind zurückzuführen auf eine gute Isolierung
der Behälterhülle, sowie die bestimmende Größe des Wärmebedarfes durch die Aufheizung des zugeführten Substrates bzw. die Wärmeverluste über den abgeführten Gärrest, diese Verluste betragen über 90%
der benötigten Wärmeenergie des Fermenters.
Aufgrund dieser bestimmenden Größe der Wärmeverluste wurde eine Berechnung des Wärmebedarfes
des Fermenters mit einer Wärmerückgewinnung aus den abgeführten Gärresten vorgenommen.
Bei der Rückgewinnung der Wärme wird davon ausgegangen, dass die im Gärrest enthaltene Wärmeenergie zu etwa sechzig Prozent zurückgewonnen werden kann. Dazu muss der Gärrest einen Wärmetauscher
durchlaufen und die Temperatur des zugeführten Substrates wird hierbei um 14 K erhöht. Der Wärmebedarf des Fermenters kann hierdurch um 65 % reduziert werden und beträgt dann nur noch 127.500 kWhth/a
bzw. 67 kWhth/(E·a).
14
Dezember 2013
Tabelle 1: Ergebnisse der vergleichenden Betrachtung
Abwasserbehandlung
Wärmebilanz
Strombilanz
Transport Erfassung
Bezeichnung
System
HWCVergleich:
System
Hamburg
Einsparung durch
Wasser sparen
5,5
Grauwasser: Pumpwerk
-2,7
---
Einheit
kWhel /(E∙a)
kWhel /(E∙a)
-3,6
Schwarzwasser
Grauwasser
Schwarzwasser:
Betrieb Fermenter
Schwarzwasser:
Betrieb BHKW
Schlammentwässerung
und -verbrennung
Stromproduktion
im BHKW bzw. in VERA
zusätzliche Stromproduktion aus FAR
Gesamt-Strombilanz
-7,1
kWhel /(E∙a)
-5
kWhel /(E∙a)
-10
-29,3
-11
kWhel /(E∙a)
kWhel /(E∙a)
---
-8
kWhel /(E∙a)
370
29,4*
kWhel /(E∙a)
360
kWhel /(E∙a)
348,5
kWhel /(E∙a)
339,7
Wärmebedarf: Schwarzwasserbehandlung
-200
kWhth /(E∙a)
Wärmeproduktion BHKW
Gesamt-Wärmebilanz
778
578
kWhth /(E∙a)
kWhth /(E∙a)
Wärmebedarf mit Wärmerückgewinnung: Schwarzwasserbehandlung
-67
kWhth /(E∙a)
Gesamt-Wärmebilanz mit
WRG
711
kWhth /(E∙a)
0
* Stromproduktion auf Grundlage der Daten HAMBURG WASSER (2010), ohne Berücksichtigung der FAR
FAR: Fettabscheiderrückstände, WRG: Wärmerückgewinnung
Der Transport des Abwassers hat im HWC-System aufgrund des Vakuumsystems und des kleineren und
damit ineffizienteren Pumpwerks einen höheren elektrischen Energiebedarf als im Vergleichssystem. Der
Strombedarf für die Abwasseraufbereitung ist im HWC-System niedriger als im Vergleichssystem, da für
die Grauwasserbehandlung mit dem Tropfkörper ein energetisch unaufwändiges Verfahren gewählt wurde
und Strombedarf für das Schwarzwasser nur im Fermenter (Rühren) und im BHKW (Eigenstrombedarf)
anfällt. Im HWC-System werden aufgrund der direkten Zugabe des Schwarzwassers in den Fermenter
insgesamt etwa 6% höhere Biogasausbeuten als im Vergleichssystem erreicht. Dem steht beim HWC-
15
Dezember 2013
System aufgrund des Einsatzes eines vergleichsweise kleinen BHKWs mit einem relativ niedrigen Wirkungsgrad (34%) eine insgesamt etwa 9 % niedrigere Stromproduktion gegenüber. Für die Gegenüberstellung der Systeme wurde dem Vergleichssystem rechnerisch die zusätzliche Stromproduktion aus den
Fettabscheiderrückständen (FAR) hinzugerechnet. So ergibt sich eine Gesamtstrombilanz, bei der das
Vergleichssystem etwas besser abschneidet.
Bei der Wärmebilanz zeigt sich aufgrund der nutzbaren Wärmemenge im HWC-System direkt im Gebiet
Jenfelder Au ein Vorteil von knapp 580 kWhth/(E·a), der durch einfache Wärmerückgewinnung noch gesteigert werden kann.
Die Wärmebilanz des Vergleichssystems wird nicht betrachtet, da der Wärmebedarf vom Prozess vor Ort
bereitgestellt wird und am Standort der Kläranlage Köhlbrandhöft/Dradenau keine weitere Auskopplung der
Wärme sinnvoll erscheint.
2.1.2 Wärmetechnische Versorgung
Vorbemerkungen
®
Das integrierte Infrastrukturkonzept HAMBURG WATER Cycle von HAMBURG WASSER (bzw. der Hamburger Stadtentwässerung) wird auf der Fläche einer ehemaligen Kaserne im Hamburger Stadtteil
Wandsbek entstehen. Mit der Entwicklung des Gebietes in Hamburg-Jenfeld war HAMBURG WASSER
von Anfang an durch den Bezirk Wandsbek eingebunden. Über die Art und die Ausgestaltung der Wärmeversorgung des Gebietes wurde bereits im Jahr 2007 intensiv beraten. Im Energiewirtschaftlichen Gutachten Lettow-Vorbeck-Kaserne (ZEBAU, 2007) wurden erste mögliche Varianten der Wärmeversorgung und
deren Kosten ermittelt.
Abbildung 8: Illustration Jenfeld (west 8, 2005)
16
Dezember 2013
Abbildung 9: Funktionsplan Jenfelder Au (west 8, 2005)
Hierzu wurden auf Basis des Funktionsplanes (siehe Abbildung 9) unterschiedliche Haustypen hinsichtlich
ihres Wärmebedarfes hin untersucht und das gesamte Planungsgebiet einschließlich der Bestandsgebäude analysiert. Grundlage der Berechnung waren die zum Zeitpunkt der Erstellung gültige Energieeinsparverordnung, die EnEV 2007 und der damals gültige sogenannte KfW-60-Standard. Der ermittelte Wärmebedarf für Heizung und Warmwasser wies eine Bandbreite von 11 bis 60 MWh pro Jahr und Gebäude auf.
Abbildung 10: Übersicht der Haustypen (ZEBAU, 2007)
17
Dezember 2013
Abbildung 11: Schema der Haustypverteilung (ZEBAU, 2007)
Das Konzept sah eine zentrale Wärmeversorgung mit einem Nahwärmenetz vor, betrachtet wurden verschiedene Energieträger (Fernwärme, Pflanzenöl, Erdgas, Holzhackschnitzel, Solarthermie) in unterschiedlichen Kombinationen. Die Kosten der einzelnen Varianten schwankten je nach Wärmebedarf und Energieträger zwischen 900 und 1.300 Euro pro Jahr und Wohneinheit. Im Ergebnis wurde keine explizite Empfehlung für einen der untersuchten Energieträger gegeben.
Abbildung 12: Vergleich EnEV 2007 und KliSchVO Neubau Einfamilienhaus
(Beispielrechnung aus Erläuterungen zur HmbKliSchVO, 2007)
Die Mitte des Jahres 2007 vorgestellten ersten Ergebnisse wurden vor dem Hintergrund der Klimaschutzdebatte in Deutschland innerhalb der Verwaltungen der Stadt Hamburg und der Fachwelt kontrovers diskutiert. So wurde mittlerweile u. a. der Wärmedämmstandard als zu niedrig eingeschätzt und der mögliche
18
Dezember 2013
Einsatz von Pflanzenöl kritisiert. Im gleichen Jahr wurde die Hamburgische Klimaschutzverordnung
(HmbKliSchVO, 2007) beschlossen und in Kraft gesetzt.
Diese sieht deutlich niedrigere Wärmeverluste und auch einen niedrigeren Primärenergiebedarf vor als die
im Jahr 2007 geltende EnEV, wie die Modellrechnungen zeigen.
Abbildung 13: Vergleich EnEV 2007 und KliSchVO Neubau Mehrfamilienhaus
Abbildung 14: Vergleich EnEV 2007 und KliSchVO Neubau Mischgebäude
19
Dezember 2013
Flankiert wurde die Verordnung durch das im gleichen Jahr beschlossene Klimaschutzkonzept der Stadt
Hamburg (Hamburger Klimaschutzkonzept 2007 - 2012). Unter dem Motto „Klimaentwicklung verstehen
Klimawandel mindern Klimafolgen bew ltigen“ ver flichtet sich die Stadt die Kohlendioxidemissionen bezogen auf das Jahr 1990 deutlich zu reduzieren, 40% bis zum Jahr 2020 bzw. 80% bis zum Jahr 2050.
Abbildung 15: CO2-Emissionen Stadt Hamburg, Ist- und Zielwerte
(Fortschreibung Hamburger Klimaschutzkonzept 2009/2010)
Vor diesem Hintergrund reifte der Wunsch im Bezirk Wandsbek, aus dem Planungsgebiet einen auch in
klimapolitischer Hinsicht vorbildlichen Stadtteil zu entwickeln. Parallel mit der Aufstellung des Bebauungsplanes Jenfeld 23 (B-Plan Jenfeld 23, 2011) wurde die Hamburger Stadtentwässerung mit der Erarbeitung
eines Konzeptes zur energetischen Gestaltung des Gebiets der ehem. Lettow-Vorbeck-Kaserne in Jenfeld
vom Bezirk Wandsbek beauftragt.
Das Ziel dieser Untersuchungen wurde vom Bezirk wie folgt vorgegeben:
„Im Rahmen des Gutachtens soll ein Vorschlag für ein umfassendes Energiekonzept entwickelt werden mit
dem Ziel, die angestrebte Konversion der Lettow-Vorbeck-Kaserne (Bebauungsplanverfahren Jenfeld 23)
nach Möglichkeit autark, d. h. ohne zusätzliche extern zu deckende Heizenergie- und sonstige Nutzenergiezufuhr (insb. Strom) zu gestalten. Dabei sollen für die zukünftigen Bewohnerinnen und Bewohner Mehr-
20
Dezember 2013
kosten gegenüber herkömmlichen Ver- und Entsorgungslösungen vermieden werden. Das Konzept und
seine Bestandteile sollen herkömmlichen technischen Lösungen im Siedlungsbau gegenübergestellt und
die Wirtschaftlichkeit sowohl auf der Ebene des Gesamtkonzepts wie des einzelnen Baugrundstückes
nachgewiesen werden. Außerdem sollen Konsequenzen des Konzepts auf die CO 2-Emissionen der künftigen Siedlung na hgewiesen werden.“
Die Ergebnisse wurden im Jahr 2009 vorgelegt und der Verwaltung und den politischen Gremien umfassend vorgestellt.
Untersucht wurden verschiedene Varianten von Wärmestandards der neu zu errichtenden Wohnhäuser,
sowie unterschiedliche Wärmeversorgungsmodelle. Dabei wurden die Folgen für die Umwelt (CO 2-Bilanz)
betrachtet sowie die wirtschaftlichen Auswirkungen für das gesamte Gebiet als auch für den einzelnen
Bauherren ermittelt. Des Weiteren wurde der Einsatz von Photovoltaik-Anlagen im Quartier geprüft. Neben
den klassischen konventionellen Systemen der Einzelversorgung mit Erdgas und Brennwertkessel sowie
der Lieferung mit Fernwärme des örtlichen Versorgers bzw. der Nahwärmelieferung durch eine zentrale
Holzpelletheizzentrale wurde ein innovatives System, der HAMBURG WATER Cycle ® (HWC) in die Untersuchungen mit einbezogen. Der HWC ist ein integriertes System u. a. aus Abwasserentsorgung, Energieerzeugung und –lieferung vor Ort, direkt im Quartier. Er beinhaltet in diesem Fall die Energieversorgungskomponenten Solarthermie, Erdwärme, Wärmepumpen, Spitzenlastkessel und BHKW.
CO2-Bilanz
unterschiedlicher Wärmeversorgungen
800
HWC semizentral
600
Holzpellets zentral
Fernwärme zentral
[t/a] 400
Erdgas individuell
200
0
HmbKliSchVO
KfW-40
Passivhaus
Abbildung 16: Ergebnisse der CO2-Bilanz unterschiedlicher Wärmeversorgungen
im Projektgebiet Jenfelder Au (HSE, 2009)
Untersucht wurden drei unterschiedliche Gebäudestandards:

Szenario A: Wärmebedarf nach der HmbKliSchVO (rund 5 MWh/(WE·a))

Szenario B: Wärmebedarf nach KFW-40-Standard (rund 4 MWh/(WE·a))

Szenario C: Wärmebedarf nach Passivhausstandard (rund 3,6 MWh/(WE·a))
Da die tatsächlich zu realisierenden Gebäude hinsichtlich der Ausbaugröße und des Dämmstandards noch
nicht festgelegt waren, wurde vereinfachend mit einem Mittelwert über alle neu zu errichtenden Gebäude
(angesetzt wurden 570 Wohneinheiten) für den Wärmebedarf gerechnet.
21
Dezember 2013
Neues Wohnen
in Jenfeld
(570 WE)
Anlagen
HAMBURG WASSER
200 WE
Nahwärme
BHKW
370 WE
Wärmepumpen
und Solarthermie
Abbildung 17: Versorgung der betrachteten Baufelder im Projektgebiet Jenfelder Au (HSE, 2009)
Das Konzept sieht eine Wärmeversorgung in 2 verschiedenen Zonen vor. Etwa 200 Wohneinheiten (blaue
Baufelder), die in der Nähe zum Betriebshof (gelbe Fläche) liegen, werden mit der Abwärme des BiogasBHKW versorgt - zuzüglich eines mit Holzpellets betriebenen Spitzenlastkessels -, die verbleibenden 370
Wohneinheiten (grüne Baufelder) stellen die Wärmeversorgung mit elektrisch betriebenen Wärmepumpen
in Kombination mit Erdsonden und unterstützender Solarthermie sicher. Wie vorstehend bereits dargestellt,
wurde das Konzept bereits im Rahmen der B-Plan Aufstellung erörtert. Bei den oben blau dargestellten
Baufeldern sind nach §2 Nr. 9 der B-Plan Verordnung (B-Plan Jenfeld 23 2011) „neu zu errichtende
bäude an das HKW von HAM UR
e-
WASSER über ein W rmenetz anzuschließen“ somit ist die W rme-
versorgung dieser Baufelder bereits rechtlich durch den B-Plan abgesichert.
Zusätzlich zur Wärmeversorgung wurden die Möglichkeiten einer Versorgung der Gebäude mit elektrischer
Energie mittels Photovoltaik-Anlagen untersucht.
Durch die Integration der verschiedenen regenerativen Energiequellen wird eine quasi autarke Wärmeversorgung des Wohnquartiers möglich. Eine prinzipielle Bilanz der Basisvariante des oben beschriebenen
Energiekonzeptes zeigt die nachfolgende Abbildung.
22
Erzeugung
Dezember 2013
Verteilung
Abnahme
Biogas
HWC-BHKW
Pellets
60%
40%
100%
Wärmepumpe
50%
3 MWh/WE/a
10%
Photovoltaik
200 WE
ca. 4 MWh/WE/a
40%
60% (Warmwasser)
100% (Wärme)
100%
370 WE
ca. 4 MWh/WE/a
Solarthermie
50%
40% (Warmwasser)
3 MWh/WE/a
10%
Photovoltaik
40%
Elektr. Energie
Wärme
Abbildung 18: Energieströme der Basisvariante innerhalb der Baufelder
im Stadtquartier Jenfelder Au (HSE, 2009)
Im Ergebnis konnte durch die Abwärme des Biogas-BHKW in Verbindung mit Wärmepumpen eine 100%ige Wärmeversorgung des Neubaugebietes nachgewiesen werden. Die im BHKW erzeugte Menge an
elektrischer Energie reicht bilanziell aus, um die Wärmepumpen anzutreiben. Lediglich ein kleiner Teil wird
durch zugekaufte Holzpellets zur Wärmeerzeugung benötigt. Die Wärmemenge der extern zugeführten
Holzpellets kann dabei rechnerisch über den Überhang an selbst produzierter elektrischer Energie kompensiert werden. Das Wärmekonzept trägt jedoch nur bei hohem Wärmedämmstandard der Gebäude.
Die rechnerisch überschüssige Menge an elektrischer Energie aus dem BHKW zusammen mit der produzierten Energiemenge der PV-Anlagen könnte 50% des Strombedarfes im Projektgebiet decken.
Zur Einbindung von Wärmepumpen in das Wärmekonzept soll im Projektgebiet die notwendige Wärme der
Umwelt entzogen werden, dabei kann die Wärme über eine Temperaturabsenkung des Erdreiches mittels
Erdsonden oder über das Grundwasser entnommen werden. Wegen der ungünstigen Wirkungsgrade
(Umweltbundesamt, 2008) wurde die Variante Luft-Wärmepumpe nicht näher betrachtet.
Zur Überprüfung der Möglichkeiten und Rahmenbedingungen wurden im Projektgebiet Brunnenbohrungen
durchgeführt und eine Erdwärmesonde eingebaut.
23
Dezember 2013
Abbildung 19: Lageplan mit Lage der Erdwärmesonde EWS 1 und den Geothermiebrunnen
Br. 3 bis 5 (CAH, 2010)
Die mit Hilfe eines Thermal-Response-Tests ermittelte mittlere spezifische Entzugsleistung der durch
Grundwasserfluss unbeeinflussten Erdwärmesonde EWS 1 lag bei etwa 38 W/m (CAH, 2010). Dieser Wert
wurde für einen wirtschaftlichen Einsatz als eher niedrig eingestuft.
Um die Auswirkungen eines Erdsondenfeldes im Projektgebiet abschätzen zu können, wurde aufbauend
auf einem hydrogeologischen Modell ein numerisches Grundwasserströmungs- und Grundwärmetransportmodell aufgebaut und darauf aufbauend die voraussichtliche Ausbreitung der Kältefahnen berechnet.
Abbildung 20: Mittlerer Temperaturgang an zehn ausgewählten Erdwärmesonden
im Grundwasseran- und abstrom (CAH 2012)
24
Dezember 2013
Die Berechnungen zeigen, dass der Bereich um die Erdwärmesonden im Grundwasserabstrom ohne aktive Regenerierung in der Sommerperiode nach spätestens sieben Jahren bis auf null Grad Celsius abkühlt
(CAH, 2012). Durch eine aktive Regenerierung, z. B. mittels solarthermisch erzeugter Wärme, könnte die
berechnete Abkühlung vermindert werden. Aufgrund der vergleichsweise niedrigen Entzugsleistung und
der Ergebnisse der Modellierung des Erdsondenfeldes wurde diese Variante nicht weiter verfolgt.
Bei den im südlichen Projektgebiet gebohrten drei Brunnen wurden die möglichen Grundwasserentnahmeund -infilfrationsmengen ermittelt. Für eine geothermische Nutzung des Grundwassers ist eisen- und manganhaltiges Grundwasser nicht geeignet, da es zu einer Verockerung aller notwendigen Rohrleitungen,
Aggregate und somit zu einer Beschädigung kommen würde. Zudem würde es bei einer Infiltration zum
Kolmatieren des Schluckbrunnens führen. Daher muss das im Grundwasser gelöste Eisen und Mangan
durch entsprechende Aufbereitungsverfahren vor der geothermischen Nutzung des Grundwassers entfernt
werden. Hierfür bietet sich die Unterirdische Enteisenung und Entmanganung (UEE) als kostengünstiges,
wartungsarmes und vor allem platzsparendes Verfahren an. Im Rahmen eines Pilotversuches wurde daher
das UEE-Verfahren vor Ort getestet.
Abbildung 21: Grafische Darstellung der Modellberechnung
Maximale Ausbreitung der 5°C-Isotherme nach 1, 5, 10, 15 und 20 Jahren (permanente Infiltration von 50
m³/h Grundwasser, ∆ T = -5 K, Quelle: CAH, 2012)
Im Ergebnisse konnte festgestellt werden, dass die chemische Beschaffenheit des Grundwassers eine
Infiltration zulässt und die dauerhaft zu nutzende Menge bei 50 m³/h liegt. Die Modellrechnungen zeigen
auch, dass eine Brunnenanlage die geothermische Energieversorgung für mindestens 60 Jahre sicherstellen könnte.
Aufbauend auf diesen Voruntersuchungen wurde eine energetische Betrachtung der mit Wärme zu versorgenden Quartiere in der Jenfelder Au vorgenommen.
25
Dezember 2013
Energetische Bilanzierung der Wärmeversorgung
Aufgrund der Tatsache, dass die Höhe der Wärmebereitstellung aus dem Grundwasser und der
Abwärmenutzung limitiert ist, wird der Einsatz von weiteren Wärmebezugsquellen notwendig. Gewählt
wurde die Versorgung mit Fernwärme aus einem Heizkraftwerk mit erneuerbaren Brennstoffen. Ein entsprechender Anschluss ist im Projektgebiet technisch umsetzbar. Das Gesamtquartier wird dabei in drei
Quartiersteile aufgeteilt, die mit unterschiedlichen Wärmeversorgungskonzepten versorgt werden.
Jenfelder Au
(630 WE Neubau)
Anlagen
HAMBURG WASSER
Quartier A
Quartier B
Quartier C
2 Wärmevarianten
EnEV 2009
KFW-Effizienzhaus 40
Abbildung 22: Darstellung der räumlichen Verteilung der Versorgungsquartiere
Das Quartier A wird mittels Wärmepumpen, die Umweltwärme aus dem Grundwasser nutzt, sowie durch
unterstützende solarthermische Anlagen wärmeversorgt. Die Nahwärmeversorgung von Quartier B erfolgt
durch die Abwärme der Biogasverstromung aus der Schwarzwasserverwertung als Grundlast und Fernwärme als Spitzenlast. Im Quartier C wird ausschließlich Fernwärme eingesetzt.
Die energetische Bilanzierung der Gebäude im Quartier, inklusive der erforderlichen Gebäudetechnik, erfolgt nach den einschlägigen Normen der DIN und nach den gesetzlichen Vorgaben der EnEV 2009 bzw.
den Vorgaben der KfW Bankengruppe.
26
Dezember 2013
KfW-Effizienzhaus 40 (KfW-Bankengruppe, 2012)

Der Jahres-Primärenergiebedarf (QP) beträgt maximal 40 % des Wertes für das Referenzgebäude nach Tabelle 1, Anlage 1 (EnEV2009)

Der Transmissionsw rmeverlust (H’T) betr gt maximal 55 % des Wertes für das Referenzgebäude nach Tabelle 1, Anlage 1 (EnEV2009)

Für alle KfW-Effizienzhäuser gilt, dass der Transmissionswärmeverlust nicht höher als nach
Tabelle 2, Anlage 1 (EnEV2009) ist.
Für die energetische Bilanzierung der Gebäudehülle wird das Monatsbilanzverfahren nach DIN 4108-6 in
Kombination mit der EN 832 herangezogen.
Die technische Gebäudeausstattung (TGA) wird mittels DIN 4701-10 bilanziert, wobei die Ergebnisse der
Bilanzierung nach DIN 4108-6 hier als Grundlage zur weiteren Bilanzierung dienen. Zur Bilanzierung der
TGA zählen in dieser Betrachtung der anlagentechnische Aufwand für die Heizwärmeversorgung und die
Trinkwarmwasserversorgung.
Da die Ausgestaltung der tatsächlich errichteten Häuser in der Jenfelder Au zum Zeitpunkt der hier vorgestellten Berechnungen noch nicht bekannt ist, wird auf Modellgebäude zurückgegriffen. Für die Gebäudenutzfläche wurden jeweils rund 153 m² je Wohneinheit für Einzel- und Mehrfamilienhäuser angesetzt. Die
Anzahl der Wohneinheiten für Mehrfamilienhäuser wurde dabei mit 3 Einheiten festgelegt.
Eingesetzte Erzeugungsanlagen
Quartier A
Die thermische Nutzung von Solarenergie bezieht sich im Bereich des Wohnungsbaus hauptsächlich auf
die Unterstützung der Warmwasserbereitung und, je nach Auslegung der Anlage, auf eine Unterstützung
der Heizungsanlage in den Übergangszeiten. Für die Bereitung von Trinkwarmwasser wird im Wohnungsbau bei kleinen Einheiten (1 – 2 Familienhäuser) im Allgemeinen eine Deckungsrate (Anteil des solar erzeugten Warmwassers über das Jahr gesehen) von rund 60% angestrebt. Das bedeutet, dass die Erzeugung von Warmwasser in den Sommermonaten ausschließlich über die Solarenergie erfolgt und die Heizungsanlage nur im ‚Notfall’ zus tzliche Energie liefern muss. Das Quartier A besteht ausschließlich aus
Stadthäusern mit je einer Wohneinheit. Der solare Anteil der Erwärmung des Trinkwassers wurde mit rund
60% angenommen. Die Anordnung der hierfür notwendigen Kollektoren kann in unterschiedlicher Weise
auf freien Dachflächen erfolgen. Notwendig hierbei ist, wie auch bei der Photovoltaik, eine möglichst strenge Ausrichtung nach Süden, um die Anlagen möglichst am Optimum zu betreiben.
Die restliche Wärme für die Trinkwarmwasseraufbereitung erfolgt durch die Nutzung oberflächennaher
Erdwärme aus Grundwasserbrunnen und elektrisch betriebener Wasser-Wasser-Wärmepumpen, die in
den Häusern installiert sind. Der Wärmetransport erfolgt mittels kalter Nahwärme, d. h. das Grundwasser
27
Dezember 2013
der Brunnen wird in die Häuser geführt und nach dem Wärmeentzug (∆T = 5 K) infiltriert. Die Wärmepumpen sind für die Anforderung Heizung (T=35°C) und Warmwasser (T=55°C) zweistufig ausgelegt. Die erforderliche maximale Temperatur für die Warmwasserbereitung wird mit Hilfe eines direkt elektrisch betriebenen Heizstabes ermöglicht.
Quartier B
Das Quartier B wird mit Wärme aus der KWK-Auskopplung des HWC-Prozesses als Grundlast versorgt.
Die restliche Wärmeleistung wird mit Fernwärme aus der Wärmeauskopplung eines nahe gelegenen Müllheizkraftwerkes bereitgestellt.
Aufgrund der für einen wirtschaftlichen Betrieb notwendigen Auslastung der KWK-Auskopplungsanlagen
und der primärenergetisch günstigen Bereitstellung der Umweltwärme wird in diesem Versorgungsgebiet
auf eine solarthermische Unterstützung verzichtet.
Quartier C
Die Wärmeleistung wird gänzlich mit Fernwärme aus der Wärmeauskopplung eines nahe gelegenen Müllheizkraftwerkes bereitgestellt. Aufgrund der ganzjährigen Verfügbarkeit dieses Wärmeträgers und der primärenergetischen günstigen Bereitstellung wird in diesem Versorgungsgebiet auf eine solarthermische
Unterstützung verzichtet.
In der nachfolgenden Abbildung 23 ist die Versorgung der drei Quartiere schematisch dargestellt.
elektrische
Energie
Μ
WP
Quartier C
Fernwärme
Μ
Quartier B
Nahwärme +
Fernwärme
Quartier A
Wärmepumpe +
Solarthermie
UmweltWärme
elektrische
Energie
Wärme
Abbildung 23: Schematische Darstellung der Versorgung der Quartiere
28
elektrische
Energie
Wärme
Dezember 2013
Referenzsystem
Zum Vergleich werden in einem Referenzsystem alle drei Quartiere mit einer konventionellen Erdgasheizung (Gas-Brennwerttechnik) und einer solarthermischen Anlage zur Unterstützung der Trinkwassererwärmung betrachtet.
Aufgrund der limitierten Wärmemengen aus den Grundwasserbrunnen und den solarthermischen Anlagen
werden beim Quartier A je nach Wärmedämmstandard unterschiedlich viele Wohneinheiten versorgt. Insofern verschiebt sich das Versorgungsgebiet leicht. Die Limitierung der Wärmeauskopplung des HWCSystems wird bei der Versorgung des Quartiers B mit Fernwärme ausgeglichen.
Die hier betrachteten Wärmeerzeugungsanlagen werden mit unterschiedlichen Energieträgern betrieben,
daher sind diese Systeme nicht direkt vergleichbar. Aus diesem Grund werden bei allen Systemen der
Primärenergiebedarf ermittelt und miteinander verglichen. Nachfolgend sind die Primärenergiefaktoren für
die einzelnen eingesetzten Energiearten aufgeführt.
Tabelle 2: Primärenergiefaktoren
Energieträger
Erdgas (nicht erneuerbar)
Nahwärme-KWK (erneuerbar)
Fernwärme (teilweise erneuerbar)
Elektr. Energie (nicht erneuerbar)
Primärenergiefaktor
1,1
0,0
0,1
2,6
Ergebnisse der energetischen Untersuchung
Bei der energetischen Betrachtung der einzelnen Quartiere wird aufgrund der unterschiedlichen Größe der
Quartiere ein einwohnerspezifischer Wert gewählt. Vergleichsmaßstab der Betrachtung ist hier der Bedarf
an Primärenergie.
In der nachfolgenden Abbildung sind die Ergebnisse der energetischen Betrachtung für die drei Quartiere
schematisch zusammengestellt.
Primärenergievergleich der Quartiere
5.000
kWh/(E*a)
4.000
3.000
EnEV 2009 Standard
2.000
KfW 40 Effizienzstandard
(Referenzsystem)
1.000
0
Quartier A
Quartier B
Quartier C
Abbildung 24: Vergleich der Primärenergie der drei betrachteten Quartiere
29
Dezember 2013
Im Ergebnis kann festgestellt werden, dass alle drei Wärmeversorgungskonzepte beim KfW-40 Effizienzstandard günstiger als das Referenzsystem zu bewerten sind. Die geringfügigen Unterschiede bei Quartier
B und C lassen sich durch die verschiedenen Gebäudeanordnungen und Gebäudetypologien erklären.
Auffallend ist, dass Quartier A beim Vergleich mit den beiden anderen Quartieren energetisch am schlechtesten zu bewerten ist. Dies liegt an der Versorgung der Wärmepumpen mit elektrischer Energie aus dem
öffentlichen Netz und dem damit einhergehenden ungünstigen Primärenergiefaktor für dessen Bezug. Wird
hingegen auch elektrische Energie aus eigenen Anlagen auf dem Grundstück erzeugt, können diese Anteile als erneuerbar angerechnet werden. Mit Hilfe eines vereinfachten Verfahrens wurde die mittels PVAnlagen mögliche Produktion je Wohneinheit sowie der Strombedarf für die Heizungstechnischen Anlagen
und die Anlagen zur TW-Erwärmung abgeschätzt. Dabei wurden abzüglich der Fläche für die solarthermischen Anlagen 15 m² PV-Kollektorfläche der Abschätzung zugrunde gelegt. Grundlage bildeten die
Gradtagszahlen des Instituts Wohnen und Umwelt (IWU 2012) sowie das Photovoltaic Geographical Information System der EU (EU 2012).
In der nachfolgenden Abbildung sind die Ergebnisse dieser Abschätzung dargestellt.
Stromproduktion und Strombedarf
im Quartier A
250
kWh/(WE*a)
200
150
PV Produktion
Strombedarf
100
Stromdefizit
50
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Monat
Abbildung 25: Monatswerte der PV-Produktion, des Strombedarfs und des Stromdefizites
der Wärmeversorger im Quartier A
Im Ergebnis dieser Abschätzung können etwa 50% des benötigten Bedarfes an elektrischer Energie im
Jahresmittel für die Wärmeversorgung des Quartiers A durch eigene Produktion zur Verfügung gestellt
werden.
30
Dezember 2013
In der nachfolgenden Abbildung sind die Ergebnisse dieser Abschätzung dargestellt.
Primärenergievergleich Quartier A
5.000
kWh/(E*a)
4.000
3.000
EnEV 2009 Standard
2.000
1.000
0
Quartier A
Quartier A mit PV
Abbildung 26: Vergleich der Primärenergie Quartier A mit und ohne PV
Im Ergebnis kann festgestellt werden, dass durch die Eigenproduktion an elektrischer Energie der Wärmeversorgungsanlagen im Quartier A bei dieser Betrachtung die primärenergetischen Werte der Quartiere B
und C annähernd, jedoch nicht ganz erreicht werden könnten.
2.2
Ökonomische Bilanzierung
Die ökonomische Bilanzierung wird anhand eines Vergleiches mit Hilfe der dynamischen Kostenvergleichsrechnung nach der Annuitätenmethode durchgeführt. Dies wird von der Länderarbeitsgemeinschaft Wasser, der LAWA, empfohlen. Bilanziert werden Vollkosten bestehend aus Kapitalkosten (Zinsen und Tilgung), Energiekosten sowie Wartungs- und Betriebskosten während der Nutzungsdauer der Anlagen.
Bei der Berechnung der Jahreskosten nach der dynamischen Kostenvergleichsrechnung werden alle laufenden Kosten unter Berücksichtigung ihrer Preissteigerungen mit entsprechenden Korrekturfaktoren (Mittelwerten) multipliziert.
2.2.1 Abwassertechnische Anlagen
Zunächst werden die Kosten für die einzelnen zu tätigenden Investitionen ermittelt. Dies erfolgte anhand
der bei der Berechnung vorliegenden Daten des Bauprojektes Jenfelder Au (HSE 2011) und weitergehenden Berechnungen.
Bei der Ermittlung der Investitionskosten für die Abwasserableitung und die Abwasserbehandlung sind
folgende Randbedingungen berücksichtigt worden, bzw. wurden folgende Resultate berechnet:

Im Referenzsystem wird von einer konventionellen Schmutzwasserableitung in Freigefälleleitungen ausgegangen. Die Kosten hierfür betragen 2 4 Mio. €.
31

Dezember 2013
Im HWC-System erfolgt eine doppelte Leitungsführung. Da überwiegend eine Baugrube für
Grauwasser- und Schwarzwasserleitungen genutzt wird, sind die Kosten jedoch nicht doppelt
so hoch wie im Referenzsystem sie liegen bei 4 2 Mio. €.

Das HWC-System mit einer doppelten Leitungsführung hat auch Auswirkungen auf die Hausinstallation. Im Haus wird im Gegensatz zum Referenzsystem eine weitere Leitung notwendig.
Die hier eingesetzten Toilettensysteme sind aufwändiger gestaltet. Je Wohneinheit wird beim
HWC-System im Haus durch Leitungsmehrmengen und Mehrkosten bei den Toiletten im
Schnitt mit etwa 3.200 € gerechnet. Bei insgesamt 630 Wohneinheiten ergeben sich Investitionskosten von rund 2 Mio. €.

Im Referenzsystem wird die Annahme getroffen, dass keine Investitionen in die Abwasserbehandlungsanlagen getätigt werden müssen, da diese in Hamburg vorhanden sind und die Abwässer auch ohne einen weiteren Ausbau im Klärwerksverbund für die betrachteten zusätzlichen 630 Wohneinheiten sicher behandelt werden können. Daraus ergeben sich auch niedrigere Reinvestitionskosten als beim HWC-System.

Beim HWC-System werden auf dem Betriebsgelände neue Anlagen für die Behandlung der
einzelnen Stoffströme errichtet. Die Kosten für die Grauwasserbehandlung schwanken je nach
Variante zwischen 0,3 und 0,8 Mio. €. Angesetzt für die ökonomische etrachtung wurden hier
rund 300.000 € nach Auswahl des Tropfkörpersystems. Für die Behandlung des Schwarzwassers mit Annahme und Mitbehandlung von Fettabscheiderrückständen, sowie der Erzeugung
und Auskopplung von Wärme, sowie den Betriebshof sind Investitionskosten in Höhe von rund
1,3 Mio. € ermittelt worden.
Zusammenfassend sind in der folgenden Tabelle die Ergebnisse der Berechnungen zu den Investitionskosten dargestellt. In Summe ergeben sich rund 7,8 Mio. Euro für das HWC-System und 2,4 Mio. Euro für das
Vergleichssystem.
Tabelle 3: Investitionskostenvergleich der abwassertechnischen Anlagen
HWC System
Erfassung
2.040.000 €
SW-Transport
1.980.000 €
SW-Behandlung
GW-Transport
2.400.000 €
830.000 €
2.230.000 €
GW-Aufbereitung
290.000 €
Betriebsgebäude
440.000 €
Summe
Vergleich: Hamburg
7.810.000 €
2.400.000 €
Es zeigen sich sehr deutliche Unterschiede bei den ermittelten Investitionskosten. Grund hierfür sind die
beim HWC System komplexen Anlagenteile für die Ableitung und Behandlung. Hinzu kommt, dass es sich
hier um eine vergleichsweise sehr kleine Anlage handelt, mit entsprechend hohen spezifischen Investitionskosten je Einwohner.
32
Dezember 2013
Darüber hinaus kommt es aufgrund der betrachteten Systeme zu keinen Investitionen beim Vergleichssystem für die Behandlungsanlagen.
Als Basis für die Berechnungen der Jahreskosten für die dynamische Kostenberechnung wurden folgende
Annahmen getroffen:
Tabelle 4: Eingangsdaten für die dynamische Jahreskostenberechnung nach LAWA
Betrachtungszeitraum
50 Jahre (2011-2060)
Kostensteigerung
2% pro Jahr
Zinssatz für Kapitalwiedergewinnung
5 % pro Jahr
50 Jahre Nutzungsdauer,
Bautechnische Anlagen
0,5% Unterhaltungskosten pro Jahr
Maschinentechnische Anlagen
2 % Unterhaltungskosten pro Jahr
Elektrotechnische Anlagen
2,5 % Unterhaltungskosten pro Jahr
Betriebskosten bzw. Einnahmen im Jahr 2011:
3
Trink- und Abwassserentgelt
3 83 €/m
Wärmeeinspeisevergütung
14 €/MWh
Personalkosten
50.000 € ro Jahr für Vollzeitstelle
Stromeinspeisevergütung
68 €/MWh
Entgelt für Fettwasserannahme
10 €/m
3
Kosten Gärresteentsorgung
15 €/m
3
Grundlagen: Eigene Abschätzungen und Preise HAMBURG WASSER
Die Investitionskosten wurden vereinfacht pauschal aufgeteilt in bautechnische (60%), maschinentechnische (30%) und elektrotechnische Anlagenteile (10%). In der nachfolgenden Tabelle sind die ermittelten
Barwerte, die mittleren Jahreskosten sowie die spezifischen Jahreskosten des Betrachtungszeitraumes
aufgelistet.
Tabelle 5: Ergebnisse der dynamischen Jahreskostenberechnung nach LAWA
arwert (50a) [€]
mittlere Jahreskosten [€/a]
mittlere s ez. Jahreskosten [€/(E∙a)]
davon kapitalgebunden
davon Betrieb
HWC System
29.500.000
590.000
313
345
-32
Vergleich: Hamburg
8.990.000
180.000
95
106
-11
Die Barwerte und die mittleren Jahreskosten über den gewählten Betrachtungszeitraum von 50 Jahren
weichen erheblich voneinander ab. Ursächlich hierfür sind die, aufgrund der Unterschiede bei den Investitionskosten, resultierenden Kapitaldienste.
33
Dezember 2013
Beide Varianten erwirtschaften im Betrieb Erträge, wobei das HWC System hier deutlich höhere Werte
aufweist. Grund hierfür sind vor allem die errechneten Gutschriften für die reduzierte Trinkwassermenge
und die Erträge für die Nutzung von Wärme aus dem HWC System. Diese reichen jedoch nicht aus, um
den Unterschied bei den kapitalgebundenen Kosten des Vergleichssystems zu kompensieren.
2.2.2 Wärmetechnische Versorgung
Für die wärmetechnische Versorgung werden die Kosten für die einzelnen zu tätigenden Investitionen ermittelt. Dies erfolgte anhand von eigenen Kostenberechnungen, in die einzelne Marktpreise und Herstellerangaben eingeflossen sind. Die Gebäudehüllen und die technische Ausstattung wurden so gewählt, dass
der jeweilige Standard eingehalten werden kann. Kosten für die Gebäude und die wärmetechnische Weiterleitung innerhalb der Gebäude wurden aus Vergleichszwecken nicht angesetzt, da die hierfür benötigten
Investitionskosten bei dieser Betrachtung als gleichwertig eingestuft wurden.
Berücksichtigt wurden die Investitionen und Reinvestitionen für bau- und heizungstechnische Anlagenteile
je
nach
Versorgungsvariante
der
einzelnen
Quartiere,
wie
bspw.
die
Erschließung
der
Grundwasserentnahmequelle, Nahwärmeleitungen, Abgasanlagen, Erdgasanschluss, Wärmeerzeugungsanlagen, Warmwasserspeicher in den Wohneinheiten, solarthermische und Lüftungsanlagen.
Die Ergebnisse dieser Berechnung sind in der nachfolgenden Tabelle zusammengefasst.
Tabelle 6: Investitionskostenvergleich der wärmetechnischen Anlagen je Person im Versorgungsgebiet
Quartier A
Quartier B
Quartier C
KfW-40 Effizienzstandard
13.300 €
4.900 €
2.400 €
EnEV 2009 Gebäudestandard
9.500 €
4.900 €
2.400 €
Vergleichsvariante im KfW-40
Gebäudestandard
12.100 €
5.200 €
5.100 €
Die ermittelten Investitionskosten variieren beträchtlich je nach Versorgungsgebiet und Gebäudestandard.
Dies hat mehrere Gründe:

Im Quartier C sind die Investitionen für die zugrunde gelegte Fernwärmeversorgung naturgemäß niedrig, da hier lediglich die Übergabestationen und der indirekt beheizte Speicher für die
Erwärmung von Trinkwasser zu Buche schlagen. Da die Dimensionierung der einzelnen Anlagenteile bei den verschiedenen Gebäudestandards jeweils in gleicher Größenordnung gewählt
wurde, ist hier die Investitionshöhe identisch.

Die bei der Vergleichsvariante im Quartier C zugrunde gelegte Versorgung mit Erdgas beinhaltet neben den Kosten für den Erdgasanschluss auch die Anschaffung von Brennwertkesseln
und den zugehörigen Kamin sowie die solarthermischen Anlagen. Insofern sind diese Kosten
höher wie im betrachteten HWC System.
34

Dezember 2013
Im Quartier B sind die Investitionen für die Wärmeversorgungsleitungen im Vergleich zum Quartier C zusätzlich berücksichtigt. Dies führt zusätzlich zur höheren Anzahl von Einzelversorgungen im Quartier B zu deutlich höheren Investitionskosten.

Die im Vergleich zum Quartier C sehr leicht höheren Investitionskosten der Vergleichsvariante
im Quartier B ergeben sich aufgrund der etwas höheren Anzahl an Einzelversorgungen in diesem Quartier.

Die Ergebnisse im Quartier A fallen in ihrer Höhe aus dem Rahmen und sind bei allen betrachteten Varianten deutlich höher als in den anderen beiden betrachteten Quartieren B und C.
Dies ist zu erklären durch den notwendigen Einsatz von lüftungstechnischen Anlagen aufgrund
der primärenergetischen Beschränkung des Einsatzes von Wärmepumpen und der reinen Einzelhausbebauung in diesem Quartier.
Bei der Ermittlung der Jahreskosten für die wärmetechnische Versorgung sind folgende Randbedingungen
berücksichtigt worden:

Der Betrachtungszeitraum wurde auf 25 Jahre festgelegt. Im Gegensatz zu den abwassertechnischen Anlagen liegen hier die Nutzungsdauern deutlich niedriger.

Der Zinssatz und die Preissteigerung wurden analog wie bei den abwassertechnischen Anlagen
festgelegt, die Unterhaltung der Anlagen wurde hier vereinfachend mit 1% der Investitionssumme angenommen.

Der Bezug von elektrischer und von Wärmeenergie basiert auf dem Kostenstand Ende des Jahres 2011. Die Preissteigerung in diesem Segment wurde abweichend zur allgemeinen Steigerung mit im Mittel 4% pro Jahr angesetzt.
Die Ergebnisse des Vergleiches der Jahreskosten der wärmetechnischen Anlagen der Quartiere A, B und
C sind in der nachfolgenden Tabelle aufgelistet. Zur besseren Vergleichbarkeit wurden diese je Person und
Jahr aufgetragen.
Tabelle 7: Jahreskosten der wärmetechnischen Anlagen je Person und Jahr im Versorgungsgebiet
Quartier A
Quartier B
Quartier C
1.340
790
630
Gebäudestandard
1.150
930
800
1.320
780
760
35
Dezember 2013
Bei der Betrachtung der Jahreskosten sind die jeweiligen Kosten für den Betrieb der Anlagen für Wartung
Instandhaltung und dem Bezug von Energie von Interesse. Die anteiligen Betriebskosten können der folgenden Tabelle entnommen werden.
Tabelle 8: Anteilige Betriebskosten der wärmetechnischen Anlagen je Person und Jahr
Quartier A
Quartier B
Quartier C
390
440
460
Gebäudestandard
480
580
630
460
410
400
Aus den ermittelten Ergebnissen können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden.

Die ermittelten Jahres- und die anteiligen Betriebskosten variieren beträchtlich je nach Versorgungsgebiet und Gebäudestandard.

Hinsichtlich der Jahreskosten schneidet Quartier C beim HWC System am günstigsten und das
Quartier A am ungünstigsten ab. Quartier B liegt hier kostenmäßig in etwa zwischen diesen
beiden Versorgungsvarianten. Dies liegt vor allem an den jeweils je Versorgungsgebiet zu tätigenden Investitionen.

Bei den Betriebskosten liegt die Versorgungsvariante beim HWC System im Quartier A mit dem
größten Anteil an Umweltwärme naturgemäß vorne, gefolgt von dem mit preiswerter Wärme
versorgten Quartier B.

Die Betriebskosten für das Vergleichssystem mit Erdgas liegen auf einem insgesamt niedrigen
Niveau.
36
3.
TAP2: Stoffliche Verwertung und Nachbehandlung der Gärreste
3.1
Stand der Verwertung von anaerob behandeltem Schwarzwasser
ekannt sind in Deutschland vor allem zwei Projekte aus dem
ebiet der „Neuartigen Sanit rsysteme“
(NASS), bei denen Schwarz- bzw. Abwasser mit dem Ziel einer möglichst vollständigen stofflichen Verwertung in größeren Mengen gesammelt werden: Lübeck-Flintenbreite und Knittlingen (DEUS 21). Weitere
nationale und internationale Projekte werden in DWA (2008) beschrieben.
In Lübeck-Flintenbreite sollen insgesamt etwa 90 Wohneinheiten an das Schwarzwassersystem angeschlossen werden, aktuell sind rund 50 Wohneinheiten mit 120 Einwohnern angeschlossen. Da bei diesem
Anschlussgrad eine Schwarzwasseraufbereitung oder -nutzung technisch nicht effizient ist, wird es trotz
anderer Planungen bis auf weiteres direkt in das öffentliche Schmutzwassernetz eingeleitet.
In Knittlingen liegt eine ähnliche Situation vor. Von 100 möglichen Wohneinheiten sind aktuell nur 60 an
das Schwarzwasser-System angeschlossen, jedoch erfolgen hier bereits eine Anaerobbehandlung und
eine Biogasnutzung zur Beheizung des Reaktors. Der entstehende Klärschlamm bzw. Gärrest wird nach
Angaben der Betreiber (BMBF, 2010) zunächst entwässert und anschließend direkt stofflich in der Landwirtschaft verwertet oder zu Düngesalzen aufgearbeitet.
Im Hamburger Projekt „Jenfelder Au“ soll das Abwasser von insgesamt 630 Wohneinheiten nach dem
Prinzip der Stoffstromtrennung gesammelt und verwertet werden. Ein vergleichbar großes Projekt ist nicht
bekannt und auf vielen technischen Feldern wird Neuland betreten.
Im Endausbau werden in Jenfeld täglich ca. 12 m³ Schwarzwasser erwartet. Diese sollen mit der knapp
doppelten Menge an Fettabscheiderrückständen vermischt, gemeinsam anaerob behandelt und anschließend stofflich in der Landwirtschaft verwertet werden. Bei einem geschätzten Trockensubstanzgehalt der
Mischung aus Schwarzwasser und Fettabscheiderrückständen von rund 10 kg/m³ ergibt sich somit eine zu
betrachtende Gärrestmenge von rund 150 t Trockensubstanz pro Jahr.
Als Gärreste wird der feste und flüssige Rückstand bezeichnet, der nach einer Anaerobbehandlung von
Biomasse in einer Anlage zurückbleibt. Mit der zunehmenden Verbreitung von Biogasanlagen in landwirtschaftlichen Betrieben in Deutschland sind Gärreste zu einem bedeutenden Nährstofflieferanten in der
landwirtschaftlichen Produktionskette geworden.
Der Gärrest aus der Schwarzwasserbehandlung ist ein wertvoller, nährstoffreicher Dünger (mit hohen Anteilen an z. B. Phosphat, Kalium und Stickstoff, vgl. DWA, 2008). Nicht nur bezüglich des begrenzt vorhandenen essentiellen Nährstoffes Phosphor bietet die direkte landwirtschaftliche Verwertung von Schwarzwassergärresten folgende Vorteile gegenüber einer mineralischen Düngung bzw. der Klärschlammdüngung:

Eine Verringerung der aufgebrachten Schwermetallmengen. Rohphosphate aus sedimentären
Lagerstätten enthalten zunehmende Konzentrationen an Cadmium und Uran (UBA, 2012).

Dezember 2013
Verminderung der Importabhängigkeit (UBA, 2012): Der Rohstoff Phosphor ist auf der Erde nur
begrenzt vorhanden. Ähnlich wie bei den Seltenen Erden sichern sich die globalen Mächte USA
und China den Zugriff auf die wenigen weltweit verfügbaren Lagerstätten. Deutschland hat im
Wirtschaftsjahr 2007/08 138.000 t Phosphor importiert. Allein die im Abwasser enthaltene rückgewinnbare Phosphatmenge beträgt in Deutschland rund 54.000 t/a. Auch Dockhorn (2007 und
2008) weist auf den signifikanten Anteil der im Abwasser vorhandenen Nährstoffe Phosphor
und Stickstoff hin und fordert die Implementierung des Kreislaufwirtschaftsgedankens in der
Abwasserwirtschaft.

Schwarzwassergärreste enthalten einen hohen Anteil an organischer, humusbildender Substanz (Bettendorf, 2012; DWA, 2008), die sich deutlich bodenverbessernd auswirkt. Der Kohlenstoffanteil kann mit 150 kg pro Tonne Trockensubstanz abgeschätzt werden.

Schwarzwassergärreste enthalten gegenüber den meisten Klärschlämmen einen hohen Anteil
an pflanzenverfügbaren Phosphor, da keine Eisen- oder aluminiumhaltigen Fällmittel wie bei
der Abwasserreinigung verwendet werden. Die erwartete Ausnutzung der Nährstoffe N, K und P
ist insgesamt sehr hoch (DWA, 2008). Vor allem im Vergleich zu heute landwirtschaftlich verwerteten kommunalen Klärschlämmen oder Produkten aus der Phosphatrückgewinnung aus
Abwasser, Klärschlämmen bzw. Klärschlammaschen, die fast immer hohe Gehalte an Eisen
oder Aluminium aus Fällmittelprodukten beinhalten (UBA, 2012), schneiden Schwarzwassergärreste sehr gut ab. Zu den aus Klärschlamm gewonnenen Produkten gehören auch die nasschemisch hergestellten phosphathaltigen Sekundärrohstoffe. Diese sind zum Einsatz als Düngemittel geeignet (Waida et al., 2012), nachteilig sind auch hier zum einen allgemein hohe
Schwermetallgehalte sowie die meist geringe Pflanzenverfügbarkeit des Phosphors.

Energieeffizienz: Für die herkömmliche Herstellung von Stickstoffdüngern und die Elimination
von Stickstoff aus dem Abwasser werden insgesamt 27,4 kWh/kg N-H3-N an elektrischer Energie benötigt (Dockhorn, 2007; siehe Abbildung 27).
38
Dezember 2013
Abbildung 27: Elektrischer Energiebedarf zur Aufrechterhaltung des Stickstoffkreislaufes
®
heute und bei Anwendung des HAMBURG WATER Cycle , vereinfachte Annahmen nach Dockhorn (2007)
unter Vernachlässigung von z. B. Transporten
Das hieraus ableitbare Energieeinsparpotential für das Projektgebiet Jenfelder Au beträgt allein auf Stickstoff bezogen rund 230.000 kWh pro Jahr, sofern die gesamten Gärreste landwirtschaftlich verwertet werden (Annahme: 1.890 Einwohner angeschlossen und 23 kg Stickstoffanfall pro Tag im Schwarzwasser).
Aufgrund des hohen Energiebedarfs bei der Herstellung des Ammoniaks – ein Vorprodukt der Stickstoffdüngerherstellung – entfallen etwa 1,4 % des Weltenergieverbrauchs auf das Haber-Bosch-Verfahren. Mit
diesem Verfahren werden weltweit rund 100 Millionen Tonnen Ammoniak jährlich erzeugt.
Weitere Vorteile der Schwarzwasserabtrennung und –verwertung gegenüber konventionellen Entwässerungssystemen liegen zum einen in der zwangsläufigen Bodenpassage der Mikroschadstoffe, wie zum
Beispiel von Medikamentenrückständen. Beim konventionellen System gelangt ein Teil der Mikroschadstoffe über den Kläranlagenablauf direkt in aquatische Systeme. Die Bodenpassage erscheint jedoch nach
heutigem Wissenstand deutlich besser geeignet, Mikroschadstoffe abzubauen (DWA, 2008). Insbesondere
die im Boden lebenden Pilze scheinen hier eine besondere Rolle einzunehmen. Zum anderen haben
Schwarzwassergärreste einen deutlich geringeren Gehalt an Mikroschadstoffen als herkömmliche kommunale Abwässer oder Klärschlämme, da potentielle Schadstoffquellen wie Gewerbe, Industrie, Krankenhäuser, Schlachtereien oder Straßenabwässer gezielt ausgeschlossen werden können.
3.2
Verwertungsmöglichkeiten der Gärreste in der Land- und Forstwirtschaft
Im Rahmen dieser Untersuchung werden die Verwertungsmöglichkeiten von Flüssig-Gärresten ortsnah
zum Standort Jenfeld in Schleswig-Holstein geprüft. Nicht untersucht wird die Verwertungsmöglichkeit eingedickter oder entwässerter Gärreste, da eine Eindickung oder Entwässerung nach aktuellem Planungsstand nicht vorgesehen ist. Eine maschinelle Entwässerung hätte zudem den Nachteil, dass nach aktuellem Stand der Technik handelsübliche synthetische Polymere hinzugefügt werden müssten. Gemäß der
39
Dezember 2013
neuen Düngemittelverordnung, die bislang noch nicht Inkraft ist, ist jedoch der Einsatz synthetischer Polymere für die Eindickung von Klärschlämmen zur landwirtschaftlichen Verwertung bis zum 31.12.2016 befristet, sofern diese nicht vollständig abbaubar sind. Nach der aktuell gültigen DüMV ist der Polymereinsatz
sogar nur bis zum 31.12.2013 zulässig.
3.2.1 Aktuelle rechtliche Anforderungen und behördliche Zuständigkeiten
Das Ziel ist die stoffliche Verwertung der anfallenden Gärreste, um wertvolle Nährstoffe, Spurenelemente
und auch Kohlenstoff dem Nährstoffkreislauf zu erhalten und die Qualität der landwirtschaftlich genutzten
Flächen zu verbessern. Gleichzeitig werden Kosten und Ressourcen für Kunstdünger eingespart. Für die
Verwertung organischer Reststoffe gelten in der Landwirtschaft strenge Vorschriften, die behördlich überwacht werden. Neben den übergeordneten Regelungen des Kreislaufwirtschafts- und Abfallgesetzes sind
das das Bundesbodenschutzgesetz (BBodSchG) und die Bundesbodenschutzverordnung (BBodSchV), die
Klärschlammverordnung (AbfKläV), die Bioabfallverordnung (BioAbfV), das Düngegesetz (DüngG) mit der
Düngerverordnung (DüV) und der Düngemittelverordnung (DüMV) zu beachten.
Die landwirtschaftliche Verwertung von Gärresten fällt entweder analog zur Klärschlammverwertung unter
die Anwendung der Klärschlammverordnung (AbfKlärV) oder aber als Bioabfall unter die Bioabfallverordnung (BioAbfV). Der wesentliche praktische Unterschied bei dieser rechtlichen Einstufung ist die Menge an
Gärresten, die pro Hektar Nutzfläche aufgebracht werden dürfen. Diese ist bei der BioAbfV mit 20 t Trockensubstanz pro ha und drei Jahren immerhin vier Mal so hoch wie bei der AbfKlärV (5 t TS / ha und drei
Jahre). Hieraus ergeben sich in Jenfeld bei einem geschätzten Gärrestanfall von 450 t in drei Jahren Mindestverbringungsflächen von 22,5 ha (BioAbfV) und 90 ha (AbfKlärV).
Weiterhin sind bei der AbfKlärV erheblich mehr Einschränkungen hinsichtlich der nutzbaren landwirtschaftlichen Flächen erlassen worden, z. B. keine Verbringung auf Dauergrünland, Obst- und Gemüseanbauflächen sowie Wald- oder Naturschutzgebiete. Insofern wäre eine Einstufung als Bioabfall betrieblich, finanziell und organisatorisch sehr vorteilhaft.
Zuständig für die Überwachung der Ausbringung von Sekundärdüngern wie Gärresten, Bioabfällen oder
Klärschlamm sowie für die fachrechtliche Prüfung der Zulässigkeit der landwirtschaftlichen Verwertung ist
in Schleswig-Holstein die Landwirtschaftskammer in Rendsburg. Hier wird auch das amtliche Klärschlammkataster geführt, in dem alle angemeldeten landwirtschaftlichen Klärschlammverwertungen geprüft
und dokumentiert werden. Auch in Fällen, wenn sich die verschiedenen Regelungen überschneiden, ist die
Verwertung dieser Abfälle nur nach einer fachlichen oder fachrechtlichen Prüfung durch die Landwirtschaftliche Fachbehörde zulässig (LKSH, 2012).
40
Dezember 2013
3.2.2 Zukünftige rechtliche Anforderungen
Die Neufassung der BioAbfV ist am 01. Mai 2012 in Kraft getreten. Der Grund für die umfangreiche Überarbeitung der BioAbfV liegt in neuen und geänderten rechtlichen Vorschriften des EU-Rechts über tierische
Nebenprodukte und des Düngerechts, Praxiserfahrungen seit Inkrafttreten der Verordnung 1998 und neuer
Forschungsergebnisse zur Hygienisierung von Bioabfällen.
Zusätzlich sind Beschlüsse der 67. Umweltministerkonferenz vom 26./27.10.2006 und der Agrarministerkonferenz vom 29.09.2006 eingeflossen. Darin wurde die Bundesregierung gebeten zu prüfen, inwieweit
durch eine Novelle u. a. der Bioabfallverordnung gewährleistet werden kann, dass Abfallgemische zur
landbaulichen Verwertung nur aus solchen Bestandteilen hergestellt werden, deren unvermischte Bestandteile, jeweils für sich gesehen, lückenlos bis zum Ort des Anfalls rückverfolgt werden können und als unbedenklich im Sinne der Verordnung zu bewerten sind. Grund für die Beschlüsse war die Aufbringung von
Abfallgemischen, die mit Perfluorierten Tensiden (PFT) belastet waren. Für das Projekt „Jenfelder Au“
scheint dieser Sachverhalt jedoch nicht relevant zu sein.
Weiterhin befinden sich die Neufassungen der DüMV und der AbfKlärV in der Vorbereitung und Abstimmung. Mit dem Inkrafttreten der beiden Verordnungen wurde ursprünglich für 2012 gerechnet, aber die
Abstimmungsprozesse zwischen den beteiligten Ministerien ziehen sich hin. Für 2015 plant das Bundesministerium für Ernährung, Landwirtschaft und Verbraucherschutz (BMELV) die Zusammenfassung aller im
Rahmen der landwirtschaftlichen Verwertung und Düngung relevanten Verordnungen (AbfKlärV, BioAbfV,
DüngV und DüngMV) zu einer einzigen. Dies würde bundesweit zu einer deutlichen Vereinfachung für
Überwachung und Genehmigung sowie zu mehr Rechtssicherheit führen.
Zukünftige Entwicklungen der landwirtschaftlichen Klärschlammverwertung sowie die aktuelle Abgrenzungsproblematik zwischen AbfKlärV und DüMV werden bei Langenohl et al. (2012) abgeschätzt und diskutiert. Auch auf die sich möglicherweise verschärfenden Hygieneanforderungen an Klärschlämme sowie
weitere geplante Änderungen der beiden Verordnungen wird eingegangen.
Die Novelle der AbfKlärV und die frisch in Kraft getretene BioAbfV können erheblichen Einfluss auf die
praktische Verwertung der Gärreste des Projektes Jenfelder Au haben, da beide die Hygienisierung von
Verwertungsprodukten vor der landwirtschaftlichen Verbringung vorschreiben bzw. im Falle der AbfKlärV
vermutlich vorschreiben werden (UBA, 2009; BMU, 2010), um seuchenhygienische Risiken auszuschließen. Eine vielfach praktizierte Möglichkeit zur Hygienisierung nach BioAbfV ist die Pasteurisierung, d. h.
die definierte Erhitzung der Gärreste zur Abtötung von Keimen (z. B. für eine Stunde auf 70 °C). Dieses
Verfahren wird auch in dem aktuellen Referentenentwurf (Stand 02.10.2010) der AbfKlärV-Novelle als zulässige Hygienisierung beschrieben.
Für technisch gesehen kleine Projekte wie „Jenfelder Au“ ist eine zus tzliche Hygienisierung mit einem
spezifisch hohen finanziellen Aufwand verbunden. Um diese Aufwände für Kleinanlagen bis 10.000 Einwohnerwerten zu minimieren, schlägt das UBA (2009) selbst vor, diese Kleinanlagen von der Vorschrift zur
Hygienisierung auszunehmen. Auch in der BioAbfV ist in § 10 eine Ausnahmeregelung beschrieben. Die
41
Dezember 2013
zuständige Behörde kann im Einzelfall eine regionale Verwertung auch ohne hygienisierende Behandlung
zulassen. Eine solche Ausnahmegenehmigung wird auch für die
rresteverwertung „Jenfelder Au“ ange-
strebt.
Die Weiterentwicklung der Abfallhierachie im neuen Kreislaufwirtschaftsgesetz (KrWG, in Kraft seit dem
01.06.2012) wird in Neulen et al. (2012) beschrieben. Recycling hat nun Vorrang vor sonstiger Verwertung, insofern hat eine landwirtschaftliche Klärschlammverwertung oder eine Erzeugung von Düngemitteln
wie z. B. Gärresten Vorrang vor der energetischen Nutzung (Klärschlammverbrennung). Auch im Sinne
des „Deutschen Ressourceneffizienz rogramms“ (ProgRess; BMU, 2012) ist Phosphor als wichtige Ressource unverzichtbar. Heck et al. (2012) schlagen deshalb vor, in der Neufassung der Klärschlammverordnung eine Qualitätssicherung wie die QLA (Qualitätssicherung landbauliche Abfallverwertung) der
Hygienisierung gleich zu stellen. So könne verhindert werden, dass Betreiber kleinerer Anlagen, die erwartungsgemäß keine Hygienisierungsanlagen bauen und betreiben werden, die Klärschlamme dann einer
Verbrennung zuführen.
3.2.3 Praktische Umsetzung / Wirtschaftlichkeit / energetische Bewertung
Nach Einschätzung der Landwirtschaftskammer Schleswig-Holstein (LK-SH) ist das Schwarzwasser ein
Bioabfall, insofern würde nach aktueller Rechtslage hier die BioAbfV greifen (Boysen 2012/1). Die geplante
Vermengung des Schwarzwassers mit Fettabscheiderrückständen oder Überschussschlamm aus der
Grauwasseraufbereitung könnte jedoch zu einer anderen rechtlichen Bewertung führen, so dass die
Gärreste statt als Bioabfall nun als Klärschlamm bewertet werden müssten.
Andere, sich zum Teil direkt widersprechende Meinungen über die anzuwendende Verordnung hat hierzu
das Umweltbundesamt (UBA, 2012), die jedoch in keiner Weise die grundsätzliche stoffliche Verwertbarkeit
der Gärreste in Frage stellen.
Federführende Behörde für die Erteilung einer Verbringungsgenehmigung ist die Landwirtschaftskammer
Schleswig-Holstein und wird im Genehmigungsverfahren – unabhängig von der Einstufung der Gärreste
als Bioabfall oder Klärschlamm - das Einvernehmen über die Zulässigkeit des Vorhabens mit der für Hamburg zuständigen Dienststelle, der Behörde für Stadtentwicklung und Umwelt, Amt für Immissionsschutz
und Betriebe, herstellen (Boysen, 2012/1).
Eine Verwertung als Bioabfall ist sowohl kostengünstiger als auch betrieblich/logistisch einfacher. Einschränkungen bei der Verwertung kann es geben, wenn die Gehalte an Schwermetallen, PFT oder Organischer Schadstoffe nicht denen der o. g. Verordnungen entsprechen. Auf Grund der konsequent betriebenen Stoffstromtrennung (keine gewerblichen oder industriellen Abwässer) und Überwachung der
Fettabscheideranlieferungen ist hiermit in Jenfeld jedoch nicht zu rechnen.
Wichtig für die Preisfindung bei der landwirtschaftlichen Verwertung sind die Inhaltsstoffe des Gärrestes (N,
K2O, P2O5) und der Abholrhythmus. Je gehaltvoller der Gärrest ist und je größer der Speicherpuffer der
42
Dezember 2013
Anlage bemessen ist, desto günstiger wird der Verwertungspreis. Bei einem angenommenen Trockensubstanz-Gehalt von rund 1 % und einer Menge von rund 15.000 m³/a können die Kosten wie folgt abgeschätzt werden (netto, eigene Umfrage bzw. Erfahrungswerte):

Trans ort: 4 bis 8 €/m³ (vor allem abhängig von der Entfernung)

Speicherung und Aufbringung: 4 bis 10 €/m³ (abhängig von TS-Gehalt und Nährstoffkonzentrationen)

Bodenproben und Analytik Management: 1 bis 5 €/m³ (abhängig von der Verbringungsmenge
und Verordnungseinstufung – also BioAbfV oder AbfKlärV)
Insgesamt ergeben sich voraussichtliche Kosten von knapp 10 bis 23 €/m³ im Mittel von etwa 15 €/m³.
Zum Vergleich: ab ca. 25 €/m³ können nicht eingedickte Kl rschl mme auch über Kl rschlammverbrennungsanlagen (einschließlich Transport) entsorgt werden, z. B. auf dem Hamburger Klärwerk
Köhlbrandhöft, auf dem eine Monoklärschlammverbrennungsanlage (VERA) betrieben wird.
Der Klärschlamm- und Bioabfallentsorgungsmarkt ist in Norddeutschland wettbewerbsmäßig hart umkämpft und logistisch voll erschlossen. Regional angesiedelte kleine und mittelständische Unternehmen
dominieren den Markt und greifen zur Verbringung auf eine Vielzahl landwirtschaftlicher Betriebe zurück,
mit denen häufig Kooperationsverträge bestehen. Gerade für flüssige Rückstände können die Preise wegen des hohen Transportkostenanteils erheblich schwanken.
Der Standort Hamburg-Jenfeld hat hierbei durch seine zentrale, verkehrsgünstige Lage (Autobahnen A1
und A24 in unmittelbarer Nachbarschaft) Vorteile. Er grenzt an den Kreis Stormarn in Schleswig-Holstein
direkt an.
Im Kreis Stormarn wurden in 2010 rund 2.000 t TS Klärschlamm landwirtschaftlich verwertet, davon
stammte rund die Hälfte aus anderen Bundesländern oder aus dem Ausland (Boysen, 2012/2). In dem nur
wenig weiter entfernten Kreis Herzogtum Lauenburg wurden im gleichen Jahr über 5.000 t TS Klärschlamm
landwirtschaftlich verwertet, davon rund die Hälfte Importe aus anderen (Bundes-)Ländern. Dies zeigt allein
für den Bereich der kommunalen Klärschlämme die großen vorhandenen landwirtschaftlichen Entsorgungskapazitäten in der direkten Umgebung von Hamburg-Jenfeld auf, der Gärreste- bzw. Bioabfallverwertungsmarkt ist hier noch nicht berücksichtigt.
Die Verwertung der geschätzten 150 t TS Gärreste pro Jahr aus Jenfeld ist mit großer Wahrscheinlichkeit
in der näheren Umgebung logistisch umsetzbar, da hierfür lediglich zwischen 22,5 und 90 ha land- oder
forstwirtschaftlicher Nutzfläche benötigt werden (vgl. Kapitel 3.2.1). Im Kreis Stormarn werden insgesamt
rund 47.900 ha Fläche landwirtschaftlich genutzt (Herzogtum Lauenburg 67.700 ha), hiervon bereits 3.684
ha für Silomais (Biogasanlagen) mit stark steigender Tendenz (Kowalewski et al. 2012). In den übrigen
Kreisen der Metropolregion Hamburg liegt der Silomaisanteil an den landwirtschaftlichen Nutzflächen noch
höher. Die Waldfläche im Kreis Stormarn beträgt rund 10.500 ha., im Herzogtum Lauenburg 17.500 ha.
43
Dezember 2013
Abbildung 28: Übersichtskarte der Metropolregion Hamburg
Weitere nahe gelegene Verwertungsmöglichkeiten für die Gärreste bieten sich in Nordniedersachsen (in
Niedersachsen wurden 2010 67 % des Klärschlammanfalls landwirtschaftlich entsorgt) und im westlichen
Mecklenburg (89 % landwirtschaftliche Entsorgungsquote), auch hier werden traditionell große Mengen
Klärschlamm und zunehmend auch Gärreste aus dem In- und Ausland landwirtschaftlich verwertet.
Da der spezifische Entsorgungspreis bei steigender Nährstoffkonzentration sinkt, kann eine Eindickung
oder Entwässerung (statisch oder maschinell) eine wirtschaftliche Option sein. Dies wird in einem weiteren
Forschungsvorhaben (KREIS) untersucht.
3.3
Nachbehandlung der Gärreste mittels Hydrothermaler Carbonisierung
In diesem Kapitel wird die Möglichkeit einer Nachbehandlung der Gärreste mittels einer Hydrothermalen
Carbonisierung diskutiert, da mittel- bzw. langfristig rechtliche und wirtschaftliche Risiken für eine direkte
landwirtschaftliche Verwertung bestehen, die in dem Kapitel 3.2 dargelegt wurden.
44
Dezember 2013
3.3.1 Einleitung
Mit dem wachsenden ökologischen und ökonomischen Druck, den die Verwertung von Biomasse nach sich
zieht, steigt seit Beginn des neuen Jahrtausends das Interesse an einer nachhaltigen und umweltfreundlichen Energieversorgung mit regenerativen Energiequellen. Als größter Anteil an den erneuerbaren Energien in Deutschland leistet die Biomassenutzung einen bedeutenden Beitrag zu der geforderten „Energiewende“. Der in Abbildung 29 dargestellte Vergleich der regenerativen Energien (deren Anteil am Endenergie-Verbrauch aktuell bei ca. 12,6 % liegt) zeigt, dass im Jahr 2012 in Deutschland aus Biomasse etwa 200
TWh an Endenergie erzeugt worden sind, was 65,5 % der aus regenerativen Energiequellen gewonnenen
Energiemenge entspricht. Dabei beträgt der Biomasseanteil zur Wärmebereitstellung sogar 93 % aller
erneuerbaren Energien (Bundesministerium für Umwelt, 2013).
Aufgrund steigender gesetzlicher Anforderungen ist bis 2016 insbesondere für die landwirtschaftliche Verwertung von Klärschlamm aufgrund des Gehaltes an organischen und anorganischen Schadstoffen mit
starken Verwendungseinschränkungen und somit steigenden Kosten durch zusätzlich notwendige
Schlammentwässerung und Klärschlammverbrennung zu rechnen. Auch sind die über lange Zeiträume
gewachsenen Abwasserbehandlungssysteme weder für den Erhalt oder die stoffliche Nutzung der organischen Substanzen mit deren Kohlenstoffanteil, noch für die Rückgewinnung von Nährstoffen ausgelegt
(Rakelmann et al., 2009).
Der hohe Anteil der energetischen Biomassenutzung und nicht zuletzt die steigende Konkurrenz zur Lebens- und Futtermittelindustrie erfordern für eine nachhaltige Energiepolitik folgende wichtige Aspekte:

Umweltverträglichkeit der energetischen Nutzung

hohes Potential zur Substitution fossiler Energieträger

Verwertbarkeit von biogenen Rückständen

Biomasseverwertung unabhängig von landwirtschaftlichen Anbauflächen.
Vor diesem Hintergrund hat in den letzten Jahren die Hydrothermale Carbonisierung (HTC) als vielversprechendes Verfahren zur Konversion von feuchter Biomasse ein großes Interesse erlangt. Die ersten Untersuchungen zur HTC gehen ursprünglich auf Friedrich Bergius zurück, der 1913 in Laborversuchen den
natürlichen Kohlebildungsprozess erforschte. Im Gegensatz zu Zeiträumen von mehreren Millionen Jahren
in der Natur entstehen bereits nach Reaktionszeiten von wenigen Stunden braunkohleähnliche Produkte.
Im Jahr 2006 entdeckten Forscher am Max-Planck-Institut für Kolloid- und Grenzflächenforschung die HTC
wieder und prognostizierten, biogene Rest- und Abfallstoffe mit dem Verfahren umfassend wirtschaftlich
nutzbar zu machen (Kaltschmitt und Hartmann, 2011). Die Lösung wird in einem breiten Einsatz der Hydrothermalen Carbonisierung gesehen. Die HTC kann sowohl in neuartige Abwasser- und Sanitärsysteme als
auch in bestehende Kläranlagen integriert werden.
Nicht nur als höherwertige Brennstoffe und nanostrukturierte Materialien könnten HTC-Produkte eingesetzt
werden, sondern auch als Düngemittel zur Bodenverbesserung mit einer langfristigen Kohlenstoffbindung.
45
Dezember 2013
Das relativ einfach durchzuführende Verfahren könnte durch die Umwandlung von Biomasse in eine stabile
Lagerform eine CO2-Sequestierung ermöglichen.
Struktur der Endenergiebereitstellung aus erneuerbaren
Energien in Deutschland im Jahr 2012
Gesamt: 313,9 TWh
biogene Brennstoffe,
Wärme:
41,8 %
biogene Kraftstoffe:
10,7 %
Geothermie:
2,3 %
Wasserkraft:
6,8 %
Solarthermie:
1,9 %
Photovoltaik:
8,9 %
biogene Brennstoffe,
Strom:
13,0 %
Windenergie:
14,7 %
gesamte Biomasse*),
einschl. biogene Kraftstoffe: 65,5 %
*) Feste und flüssige Biomasse, Biogas, Klär- und Deponiegas, biogener Anteil des Abfalls; 1 TWh = 1 Mrd. kWh; Abweichungen in den Summen durch Rundungen;
Quelle: BMU - E I 1 nach Arbeitsgruppe Erneuerbare Energien-Statistik (AGEE-Stat); Stand: Februar 2013; Angaben vorläufig
Abbildung 29: Struktur der Endenergiebereitstellung aus erneuerbaren Energien (BMU, 2013)
Daraus sind in den letzten Jahren zahlreiche Forschungsprojekte und Demonstrationsanlagen zur detaillierten Untersuchung der HTC hervorgegangen. Es gibt immer noch offene Fragen hinsichtlich der Eigenschaften und Einsetzbarkeit der Produkte in Abhängigkeit von Ausgangsstoffen und Prozessbedingungen.
Zum näheren Verstehen des HTC-Verfahrens soll auch die vorliegende Arbeit beitragen, die das Ergebnis
von labortechnischen Untersuchungen an der TUHH Institut für Abwasserwirtschaft und Gewässerschutz
darstellt.
3.3.2 Charakterisierung des Verfahrens
Für die Aufbereitung biogener Rohstoffe werden prinzipiell vier Konversionsprozesse unterschieden, die in
Tabelle 9 mit den dazugehörigen Verfahren aufgelistet sind. Bei der Hydrothermale Carbonisierung (HTC)
handelt es sich um ein thermochemisches Umwandlungsverfahren, bei dem durch chemische Reaktionen
feste Produkte entstehen, die eine höhere Energiedichte (Brennwert und Kohlenstoffgehalt) als die Ausgangsbiomasse besitzen (Funke und Ziegler, 2010).
46
Dezember 2013
Tabelle 9: Umwandlungsprozesse von Biomasse
Typ
Verfahren
Pressen
Physikalisch
Filtern
Verdampfen
Alkoholische Gärung
Biologisch
Anaerober Abbau
Aerober Abbau (u. a. Kompost)
Physikalisch – chemisch
Extraktion
Verbrennung
Pyrolyse
Thermochemisch
Vergasung
Torrefizierung
HTC
Ein entscheidendes Kriterium zur Bewertung von Verfahren der Umwandlung von Biomasse in Brennstoffe
oder Bodenverbesserungsmaterial stellt die Kohlenstoffeffizienz dar. Sie beschreibt das Verhältnis der
Kohlenstoffmenge im Endprodukt zur Gesamtmenge des eingesetzten Kohlenstoffs. Die in Abbildung 30
aufgeführten Werte verdeutlichen, dass das Verfahren der HTC genauso wie die Pyrolyse eine hohe Kohlenstoffeffizienz von bis zu 80 % aufweist. Somit befindet sich ein Großteil des Kohlenstoffs auch nach der
Konversion der Biomasse im Endprodukt der HTC. Im Vergleich dazu liegt bei der Kompostierung (der
Erzeugung von Humus durch aeroben Abbau von Biomasse) die Wiederfindungsrate des Kohlenstoffs
lediglich bei 5 bis 10 %. Genauso wie bei dem anaeroben Umsatz von Biomasse zu Biogas (die Kohlenstoffeffizienz liegt hier bei 50 %) entweicht der nicht als Feststoff verwertbare Anteil des Kohlenstoffs als
Methan CH4 oder Kohlendioxid CO2 in die Atmosphäre.
Die Anforderungen an die Ausgangsstoffe für die HTC sind im Vergleich zu anderen Verfahren der Biomassekonversion gering. Da die HTC von Biomasse im Reaktionsmedium Wasser stattfindet, kann direkt
feuchte Biomasse ohne Trocknung eingesetzt werden. Insbesondere organische Rest- und Abfallstoffe,
wie Klärschlamm, können verwertet werden.
Dazu wird ein Feststoff-Wassergemisch mit einem Wasseranteil von ca. 80 % zusammen mit oder ohne
Säure als Katalysator im Druckbehälter auf 180 bis 250 °C erhitzt (Titirici et al., 2007). Nach einer Verweildauer von 3 bis 12 h im Reaktor liegt neben dem dunklen Prozesswasser ein Schlamm aus porösen kohleähnlichen Partikeln vor. Verschiedene Untersuchungen deuten darauf hin, dass der wesentliche
Carbonisierungs-Prozessschritt bereits in den ersten Stunden stattfindet und Reaktionszeiten von mehr als
4 h bei manchen Biomassearten zu keiner signifikanten Steigerung des Kohlenstoffgehalts mehr führen. In
Abbildung 30 werden die Reaktionsbedingungen der HTC den anderen thermochemischen Konversions-
47
Dezember 2013
verfahren vergleichend gegenübergestellt. Die Abbildung beinhaltet außerdem die typische Massenverteilung der Produkte je nach Verfahren, um zu verdeutlichen, ob der gewonnene Brennstoff primär fest, flüssig oder gasförmig vorliegt.
Als Hauptreaktion der thermochemischen Umwandlung bei der HTC findet die Abspaltung von Wasser
(Dehydratisierung) statt. In ersten Auswertungen von praktischen Versuchen (Titirici et al., 2007) wird nur
die Dehydratisierung angenommen und weitere Umwandlungsprozesse wie beispielsweise die Abspaltung
von Kohlendioxid (Decarboxylierung) werden vernachlässigt.
Abbildung 30: Verfahrensbereiche der thermochemischen Konversionsprozessen
mit Angaben zur Massenverteilung der Produkte (Zahlenwerte aus Libra et al., 2011 entnommen)
Demzufolge müsste die theoretische Kohlenstoffausbeute bei 100 % liegen, was in praktischen Versuchen
nicht realisiert wird. Die Auswertung der Kohlenstoffeffizienz ergibt in Untersuchungen von Serfass (2010),
Ramke et al. (2010) u. a. teilweise nur 80 %.
Der Prozess der HTC hat exotherme Reaktionen, d. h. nach dem Aufbringen der Aktivierungsenergie durch
Aufheizung des Reaktors auf über 180 °C wird Energie während der Reaktion freigesetzt (Titirici et al.,
2007; Ramke et al., 2010). Die vergleichsweise geringe Menge an frei werdender Energie wird von dem
umgebenden Wasser adsorbiert.
48
Dezember 2013
3.3.3 Eigenschaften der Produkte
Die Beschaffenheit der HTC-Produkte hängt von der Beschaffenheit des Ausgangsmaterials ab. Strapazierfähige organische Verbindungen, wie Lignin, werden im Prozess nicht aufgelöst und weichere Stoffe
zerfallen mehr oder weniger zu Kohlestaub, welcher eine wässrige Suspension bildet. Dementsprechend
muss eine Separation der Feststoffe aus dem Prozesswasser und anschließend eine Trocknung der Kohlefraktion erfolgen. Der separierte Feststoff und die flüssige Phase besitzen nach der Konversion für die HTC
charakteristische Eigenschaften:
HTC-Kohle: Gegenüber der Zusammensetzung des Ausgangsmaterials besitzt der Feststoff einen höheren
Kohlenstoffanteil und Brennwert. Auch das Erscheinungsbild ist vergleichbar mit dem von Braunkohle. Die
Entstehung von steinkohleähnlichen Produkten, wie sie von Bergius (Bergius, 1913) untersucht worden
sind, findet bei Temperaturen von mehr als 300 °C (und hohen Drücken) und sehr langen Reaktionszeiten
statt. Dieser Konversionsbereich zählt im Allgemeinen nicht zur HTC mit den vergleichsweise gemäßigten
Prozessbedingungen.
Die Kohlepartikel in der Suspension haben nicht sehr große Anziehungskräfte und dadurch kann eine Entwässerung leicht mit vorhandener und auf den Klärwerken verfügbarer Technologie durchgeführt werden.
Optimierungspotential bietet sicherlich die evtl. vorhandene Restwärme, welche die Viskosität von Wasser
herabsetzt und die Entwässerbarkeit begünstigt.
Tabelle 10: Brennwerte von Ausgangsstoffen (2011, Libra et al.)
Klärschlamm
Holz
Primärschlamm
Überschussschlamm
Faulschlamm
TS [%]
35-60
90-95
97-99
88
oTS [%]
70-90
60-80
59-88
30-60
Heizwert [MJ/kg]
19-22
23-29
19-23
9-14
Die Veränderung der Gehalte an Kohlenstoff, Wasserstoff und Sauerstoff bei der Konversion der Biomasse
durch die HTC lässt sich im van-Krevelen-Diagramm (vgl. Abbildung 41) darstellen. Dabei wird das molare
Verhältnis von Wasserstoff zu Kohlenstoff über das Verhältnis von Sauerstoff zu Kohlenstoff aufgetragen.
Die Bereiche der verschiedenen Kohlestufen von Torf über Braun- und Steinkohle bis hin zu Anthrazit sind
im van-Krevelen-Diagramm dargestellt, so dass der Inkohlungsprozess bei der HTC mit dem natürlichen
Entstehungsprozess von Braunkohle verglichen werden kann.
49
Dezember 2013
3.3.4 Grundlagen der Hydrothermalen Carbonisierung
Durch die HTC werden Zellstrukturen von Biomasse aufgebrochen, so dass die Produkte eine poröse Konsistenz aufweisen. Materialwissenschaftliche Untersuchungen zeigen, dass abhängig vom Input-Material
teilweise kugelförmige Nanostrukturen entstehen. In Bezug auf die Ausgangsbiomasse erfolgt damit eine
erhebliche Vergrößerung der spezifischen Oberfläche (Ramke et al., 2010).
Die relevanten Reaktionsmechanismen sind in der folgenden Abbildung gezeigt.
Abbildung 31: Übersicht relevanter Reaktionsmechanismen der HTC (Funke, 2012)
Die Zusammensetzung des Reaktionswassers ist abhängig von der eingesetzten Biomasse, denn Elemente wie Stickstoff und Phosphor sowie mineralische Bestandteile der Biomasse gehen bei der HTC teilweise
in die flüssige Phase über. Generell verschiebt sich der pH-Wert des Prozesswassers zu niedrigeren pHWerten, denn die Dehydratisierung läuft im pH-Wertbereich von 5,0 bis 5,5 ab (Ramke et al., 2010). Durch
die umfangreiche Forschung auf dem Gebiet der Hydrolyse ist die prozessbeschleunigende Wirkung von
einer saueren Umgebung bekannt (Albrecht, 2007) Demzufolge soll die Zugabe von Säuren katalytisch auf
mehrere Reaktionsschritte des HTC-Prozesses wirken.
Im Prozesswasser setzen sich die organischen Inhaltsstoffe aus Zuckern und organischen Säuren zusammen. Untersuchungen von Hoekman et al. (2011) zeigen, dass mit höheren Reaktionstemperaturen der
Anteil der organischen Säuren im Prozesswasser zunimmt. Um die organischen Substanzen im Wasser
und damit die Belastung von Abwasser zu quantifizieren, wird der chemische Sauerstoffbedarf (CSB) be-
50
Dezember 2013
stimmt. Die CSB-Werte für HTC-Reaktionswasser liegen zwischen 14.000 und 70.000 mg/L (Ramke et al.,
2010) und fallen im Vergleich zu häuslichen Abwässern (CSB = 600 mg/L) sehr hoch aus.
Eine Möglichkeit ist die Rückführung des Prozesswassers. Dadurch wird nicht nur die Abwassermenge
erheblich reduziert, sondern auch der Kohlenstoffumsatz des HTC-Prozesses begünstigt. Durch die Kreislaufführung des Prozesswassers reichern sich die löslichen Produkte in der Flüssigphase an, was zur Folge hat, dass ein erhöhter Kohlenstoffanteil in der festen Fraktion verbleibt (Ramke et al., 2010).
Der abzuführende Teil des Prozesswassers – denn durch die Zugabe feuchter Biomasse und die
Dehydratisierung erhöht sich die Gesamtwassermenge – lässt sich nach bisherigen Untersuchungen vergären oder auch aerob abbauen (Ramke et al., 2010) und könnte somit z. B. einer Biogasanlage wie z. B.
dem Fermenter in der Jenfelder Au zugeführt werden. Eine anaerobe Behandlung des Prozesswassers
wäre naheliegend, da zudem die organischen Säuren gut dafür geeignet sind. In welchem Maße sich jedoch Schwermetalle und andere Schadstoffe im Prozesswasser anreichern, ist bislang nur unzureichend
geklärt, weshalb es als kontaminiertes Wasser einzustufen und entsprechende Behandlungsanlagen erforderlich sind (Glasner et al., 2011).
Gasfraktion: Bei der HTC-Reaktion kommt es u. a. durch die Decarboxylierung hauptsächlich zur Bildung
von CO2. Zusätzlich entstehen CO, Methan und Wasserstoff, wobei sich laut Belusa et al. (2009) der Anteil
dieser Gase auf weniger als 5 % in Bezug auf das Volumen des gesamten Gases beläuft. In Ergebnissen
anderer Untersuchungen wird der Anteil an CO2 mit ca. 90 % angegeben. Die Gasentwicklung steigt mit
der Reaktionstemperatur an. In Veröffentlichungen von Berl und Schmidt (1932) wurde für Cellulose erst
bei Reaktionstemperaturen über 200 °C eine Gasbildung beobachtet. Generell ist die Gasbildung stark von
der eingesetzten Biomasse abhängig.
3.3.5 Anwendungsmöglichkeiten der HTC-Produkte
Auf Grundlage der zuvor beschrieben Eigenschaften bieten sich verschiedene Anwendungsmöglichkeiten
der HTC-Produkte an: die energetische und die stoffliche Verwertung der Biomassekohle.
Verwendung als Brennstoff
Durch die Energieverdichtung nasser Biomasse mit Hilfe der HTC ist es naheliegend, das kohleähnliche
Produkt als Brennstoff einzusetzen. Mit Hinsicht auf die Substitution von fossilen Brennstoffen stellt die
HTC eine alternative Möglichkeit zu weitaus aufwändigeren Verfahren (wie z. B. die Pyrolyse) dar. Statt der
Verwendung von Energiepflanzen, deren Anbauflächen in steigender Konkurrenz zu denen von Lebensund Futtermittelpflanzen stehen, können auch biogene Abfallstoffe ohne teure Aufbereitungsprozesse effizient zu Brennstoffen veredelt und Entsorgungskosten eingespart werden. Dabei sind seuchenhygienische
Bedenken (u. a. für Abfallstoffe tierischen Ursprungs) nicht von großer Bedeutung, denn bei der Konversion von Abfällen mit Temperaturen von über 180 °C für mehrere Stunden findet eine Hygienisierung statt.
Wie bereits angesprochen, ist allerdings die Aufkonzentration von Schadstoffen näher zu untersuchen.
51
Dezember 2013
Nach der Trocknung ist HTC-Kohle hinsichtlich der Einsetzbarkeit in Braun- und SteinkohleVerbrennungsanlagen von Vorteil, denn sie ist relativ gut transport- sowie lagerfähig und besitzt aufgrund
ihrer porösen Beschaffenheit eine verbesserte Mahlbarkeit und Zündwilligkeit. Hierbei ist die Hydrophobie
der HTC-Kohle in Abhängigkeit von der Prozesstemperatur noch eingehend zu untersuchen. Werden die
Brennwerte der HTC-Produkte aus Klärschlamm verglichen, dann ergeben sich für den Faulschlamm Werte um 13 MJ/kg und für den Sekundärschlamm Werte um 20 MJ/kg (2011, Sabbagh). So zeigt sich, dass
die Kohle hnliche rennwerte wie Holz aufweist (Ho
15 9…18,0 MJ/kg (Grote et al., 2011).
Die Verbrennung von HTC-Kohle wird in einigen Veröffentlichungen als CO 2-neutral eingestuft, weil das bei
der Verbrennung freigesetzte CO2 zuvor durch den Biomasseanbau der Atmosphäre entzogen worden ist.
Allerdings liegen detaillierte Betrachtungen zur CO2-Bilanz der HTC noch nicht vor, um sie stichhaltig mit
anderen Biomassebrennstoffen vergleichen zu können. Mit Bestimmtheit kann in ökologischer Hinsicht
davon ausgegangen werden, dass die HTC-Kohle in Mitverbrennungsanlagen eine erfolgsversprechende
CO2-Bilanz hat, wenn Abfälle als Ausgangssubstrate verwertet werden.
Biokohle zur Bodenverbesserung (Melioration)
Es wird davon ausgegangen, dass HTC-Kohle bei der Ausbringung auf landwirtschaftliche Anbauflächen
durch eine Verbesserung der Nährstoff- und Wassernutzungseffizienz zur Ertragssteigerung beitragen
kann. Aufgrund der porösen Struktur besitzt die HTC-Kohle eine hohe Wasserspeicherfähigkeit und kann
auch wegen der relativ größeren inneren Oberfläche gegenüber dem Eingangsmaterial im Boden als Nährstoffpuffer mit hoher Kationenaustauschkapazität wirken. Neben dem zurückgeführten Kohlenstoff können
so je nach eingesetztem Ausgangssubstrat auch höhere Konzentrationen an Kalium, Phosphat und Stickstoffverbindungen in der Biokohle zu einem verstärkten Pflanzenwachstum beitragen.
Allerdings bestehen hinsichtlich der Wirkungsweise der HTC-Kohle als Dünger offene Fragen, die derzeit in
Labor- und mehrjährigen Feldversuchen geklärt werden sollen. So zeigen Zwischenergebnisse der Untersuchungen sowohl positive als auch negative Effekte auf das Pflanzenwachstum durch verschiedene HTCKohlen. Die Wirkung der Biokohle ist stark abhängig von der Bodenart, wonach sich auf sandigen, tonartigen oder Lössböden unterschiedliche (auch teilweise sinkende) Erträge ergeben haben (Kammann et al.,
2010).
Um HTC-Kohle als Bodenverbesserer effektiv einsetzen zu können, müssen – zusätzlich zu Langzeitstudien auf die Wirkungsweise in verschiedenen Böden – vor allem der Einfluss der Reaktionsbedingungen
sowohl auf die Nährstoff- als auch die Schadstoffanreicherung in der Biokohle abschließend geklärt werden. Zusätzlich stellt sich die Frage, wie dauerstabil die HTC-Kohle ist.
CO2-Sequestierung mittels HTC
Gemäß den ersten Veröffentlichungen zur HTC besteht eine Hauptanwendungsmöglichkeit des Verfahrens darin, mit der Herstellung und Verwertung von Pflanzenkohlen einen Beitrag zum Klimaschutz zu
leisten (Titirici, 2007). Über den Carbonisierungsprozess soll Biomasse in eine stabile Lagerform gebracht
52
Dezember 2013
werden und könnte somit als Alternative zu Carbon Capture & Storage (CCS) Systemen von Kraftwerken
zur Sequestierung von CO 2 aus der Atmosphäre beitragen. Wenn die HTC-Kohle auf land- und forstwirtschaftlichen Flächen ausgebracht wird, werden organische Bestandteile nicht wie größtenteils z. B. bei
Komposten unter CO2- oder Methanabgabe zersetzt. Neben der bodenverbessernden Wirkung kann dadurch klimaschädliches CO 2 dauerhaft gebunden werden.
In welchem Maße die Lagerstabilität der HTC-Kohle gewährleistet ist, muss noch genau untersucht werden. Zudem sind die landwirtschaftlichen Ausbringungsflächen begrenzt. Ein möglicher Beitrag zur Lösung
der CO2-Problematik ist deshalb noch zu bilanzieren und zu evaluieren.
Spezielle Anwendungen
Über die bereits genannten Hauptanwendungsgebiete hinaus, gibt es einzelne besondere Verwendungsmöglichkeiten der HTC-Produkte. So könnte die HTC-Kohle auch als Zwischenstufe für Ausgangsmaterialien mit höheren Kohlenstoffgehalten dienen. Die HTC als vorgeschalteter Aufbereitungsschritt für andere
Umwandlungsverfahren ermöglicht eine Weiterverarbeitung der HTC-Kohle z. B. durch Vergasung zu reinen Treibstoffen oder chemischen Rohstoffen.
3.3.6 Eingesetzte Ausgangssubstrate der HTC
Die Fragestellung galt der Carbonisierung von Gärresten aus einer kombinierten Vergärung von Schwarzwasser mit Fetten. Zudem wurde in einigen Versuchen der Feststoffgehalt durch Zusatz von Laub oder
Gras erhöht. Da Materialien aus solch einer Anlage noch nicht verfügbar waren, wurde auf Materialien aus
verschiedenen Versuchen anderer Forschungsprojekte zurückgegriffen. Auch hier konnten nicht immer die
geforderten Feststoffmengen > 200 g TR gesammelt werden. Für die Versuchsreihen der HTC sind unterschiedliche Materialien einzeln und in Mischung eingesetzt worden:

Schwarzwasser

Gärreste aus Fettvergärung

Gras

Laub
Schwarzwasser
Schwarzwasser ist ein verhältnismäßig eng definierter Begriff. Das häusliche Abwasser kann in Grauwasser und Schwarzwasser aufgeteilt werden, die mit relativ geringem technischem Mehraufwand getrennt
gesammelt werden können. Schwarzwasser (SW) ist Toilettenabwasser, welches aus Urin, Fäkalien, Toilettenpapier und Spülwasser besteht. Die Nährstoffe werden zum größten Teil über das Schwarzwasser
und mit ca. anteilig der Hälfte der häuslichen CSB-Fracht entsorgt. Auch die pathogenen Keime befinden
sich zum größten Teil im Schwarzwasser (Vinnerås et al., 2006; Otterpohl, 2002). Das hier verwendete
Schwarzwasser wurde der Modellsiedlung Flintenbreite in Lübeck (siehe Kapitel 5.2) entnommen.
53
Dezember 2013
Gärreste
Die Gärreste aus Fettabwässern wurden von anderen Projekten zur Verfügung gestellt. HAMBURG WASSER hat für verschiedene Untersuchungen gemischte Proben von Abwässern aus Fettabscheidern zur
Verfügung gestellt. Eine genaue Beschreibung der Fette lag nicht vor. Der Abbaugrad der vergärten Fette
betrug 70 bis 80 % im oTR (Skitek, 2012).
Tabelle 11: Analyseergebnisse der Fettabscheiderproben (Skitek, 2012)
Parameter
Einheit Probenzahl
Mittelwert und
Standardabweichung
Min
Max
Median
pH
-
46
4,1 ± 0,7
2,3
5,5
4,2
TR
% FM
74
4,52 ± 4,03
0,33
20,42
oTR
% TR
71
88,4 ± 10,5
40,2
99,5
90,8
oTR
% FM
71
4,27 ± 3,96
0,27
20,12
3,06
CSB
-1
38
63.900 ± 56.500
9.800
359.000
54.000
-1
33
16.100 ± 13.600
1.600
55.200
10.500
-1
33
540 ± 520
39
2.240
438
TOC
TN
Mg L
Mg L
Mg L
Die beiden ersten Stoffgruppen (Schwarzwasser und Gärreste aus Fettabwässern) haben einen sehr niedrigen TR (< 10 g). Da der HTC-Prozess erst mit einem hohen TR-Gehalt wirtschaftlich betrieben werden
kann, muss ein Weg gefunden werden, die Menge von Feststoffen im Reaktor zu erhöhen. Dies könnte
auch durch eine Beimengung von Biomassen erreicht werden und daher wurden weitere Stoffgruppen mit
untersucht.
Grünschnitt
Gras und Laub sind saisonal leicht verfügbare Biomassefraktionen, die voraussichtlich einfach einem
Gärrest beigemischt werden können. Das Ziel ist die Erhöhung des TR – und damit der Kohlenstoffkonzentration – im Reaktor. Ein wesentlicher Parameter für den HTC-Prozess ist die Kohlenstoffkonzentration
im Reaktor. Damit wird nicht nur ein ökonomischer Füllungsgrad bezweckt, sondern der Prozess und die
Reaktionen selbst werden erheblich von einer hohen Konzentration der reagierenden Substrate begünstigt
(Libra et al., 2011; Funke und Ziegler, 2010; Herrmann und Poppe, 2012; Ramke et al., 2010). Die hier
verwendeten Materialien waren im Wald gesammeltes Eichenlaub aus dem Vorjahr und frische Rückstände vom Rasenmähen.
MIX
In der Ergebnisdarstellung wird der Versuch, bei dem alle verwendeten Materialien zusammen carbonisiert
worden sind, als MIX bezeichnet. Durch die geringe Verfügbarkeit der Materialien konnte dieser Versuch
nur einmal bei 210 °C Reaktortemperatur durchgeführt werden.
54
Dezember 2013
Tabelle 12: Verwendete Materialien für den Versu h „MIX“
Material
Menge
TR %
Gras
150 g
29
Blätter
150 g
37
Schwarzwasser
500 ml
0,5
Gärreste aus Fettabwässern
500 ml
1,5
Es erfolgte keine genaue Volumenbestimmung, da das Mischen direkt im Reaktor vorgenommen wurde.
Allerdings kann rechnerisch festgehalten werden, dass ein TR > 10 % im Reaktor eingestellt werden konnte. Die Erfahrungen mit anderen Versuchsreihen haben gezeigt, dass mit einem TR ~ 20% noch eine Konsistenz vorhanden ist, die mit Pumpen gefördert werden kann. Es wird vermutet, dass die Praxis sich auch
an diesem Wert orientieren wird.
Da die Engpässe der Versuchsmaterialien in der ursprünglichen Versuchsplanung nicht bekannt waren,
wurden mehrere HTC-Varianten geplant. In Tabelle 13 ist der gesamte Versuchsplan den tatsächlich
durchgeführten Versuchen (grau hinterlegt) gegenüber gestellt.
Tabelle 13: Versuchsplan HTC
180°C
210°C
Gärreste
Schwarzwasser
HTC
4h
4h
Dampf
4h
HTC
4h
Dampf
4h
Laub /
Gärreste
Grasschnitt
/ Gärreste
MIX
4h
4h
4h
4h
4h
4h
Vor allem aufgrund der notwendigen aufwändigen Vorbereitungen der Proben wegen des niedrigen Feststoffgehalts musste der Versuchs lan ange asst werden. Der Versuch „MIX“ war urs rünglich nicht vorgesehen, wurde aber bedingt durch die Mengenproblematik als eine sinnvolle Ergänzung durchgeführt.
3.3.7 Analysemethoden
Die meisten Analysen wurden gemäß Bundesgütegemeinschaft Kompost e. V. (2006) durchgeführt. Für die
quantitative und qualitative Untersuchung der Carbonisierungsversuche sind folgende Parameter der Einund Ausgangsstoffe analysiert worden:

Trockensubstanzgehalt (TS-Gehalt) mittels Trocknung bei 105 °C im Trockenschrank nach
DIN 51718.
55

Dezember 2013
Ammonium NH4 wurde gemäß Methodenbuch zur Analyse organischer Düngemittel (VDLUFA)
analysiert. 1 Teil der Probe wurde mit 10 Teilen 0,0125 molarem CaCl2 gemischt. Die Lösung
wurde vor der Analyse 1,5 h geschüttelt. Die Konzentration in der Lösung wurde mit der Titration gemessen.

Phosphat PO4-P wurde gemäß Methodenbuch zur Analyse organischer Düngemittel (VDLUFA)
analysiert. 1 Teil der Probe wurde mit 20 Teilen CAL gemischt. Die Lösung wurde vor der Analyse 1,5 h geschüttelt. PO4-P in der Lösung wurde mit dem Küvettentest LCK 348 der Firma
HACH LANGE gemessen.

TOC, TIC und TN Messung mit Hilfe der CaCl2-Extraktion. 1 Teil der Probe wurde mit 10 Teilen
0,0125 molarem CaCl2 gemischt. Die Lösung wurde vor der Analyse 1,5 h geschüttelt. Das Filtrat wurde anschließend mit der Analytik Jena multi N/C 3000 analysiert.

TP: 1 Teil der Probe wurde mit 20 Teilen CAL gemischt. Die Lösung wurde vor der Analyse
1,5 h geschüttelt. Die Messung erfolgte mit der AutoAnalyzer 3 der Firma „Seal Analytical“.

BSB-Messung in Anlehnung an DIN 38 409- H 52.
3.3.8 Die HTC im Labor-Reaktor
Die HTC-Versuche wurden in einem 5 Liter großen Batchreaktor der Firma Büchi durchgeführt. Da die
maximale Betriebstemperatur 300 °C beträgt, können die meisten bekannten HTC-Bedingungen nachgestellt werden. Je nach Verfügbarkeit der Materialien wurde ein Mindestfüllgrad von 2 Litern angestrebt. Der
Füllgrad ist wichtig für die Druckentwicklung.
Abbildung 32: Aufstellung Batch-Reaktor mit externem Heiz- und Kühlkreislauf
56
Dezember 2013
3.3.9 Auswertung der Versuchsergebnisse
Da die Versuchsreihen auf Materialien aus anderen Projekten und Versuchsreihen aufbauen sollten, konnten nur einzelne Versuche mit den ursprünglich vorgesehenen Materialien durchgeführt werden. Auch die
benötigten Mengen waren nicht immer verfügbar, da 100 g TR als Mindestmenge, bedingt durch die Reaktorgröße und anschließende Analytik, vorgegeben war. Dieser Umstand hat dazu geführt, dass das vorgesehene Versuchsprogramm nicht immer den vorgesehenen Verlauf verfolgen konnte und einzelne Parameter mit vergleichbaren Materialien untersucht werden mussten.
Reaktionsverlauf
Der zeitliche Verlauf der Reaktortemperatur (Temp.Reaktor), der Manteltemperatur (Temp. Mantel) und
des Drucks p im Reaktor geben Aufschluss über den Ablauf der HTC-Reaktion. Je nach Art und Menge
des eingesetzten Substrats ergeben sich unterschiedliche Verläufe. Einen typischen Reaktionsverlauf für
die HTC von gemischtem Substrat (MIX) mit verhältnismäßig geringem Feststoffgehalt zeigt die Abbildung
33.
In ca. 60 min wird die Manteltemperatur auf die Soll-Temperatur von 220 °C gebracht. Die Reaktortemperatur folgt der Manteltemperatur mit einer Verzögerung von 20 min. Der Druck steigt in der Aufheizphase in
erster Näherung entsprechend dem Sättigungsdampfdruck von Wasser. Allerdings folgt die Druckkurve
nicht exakt dem Dampfdruck, der sich aus der Temperaturkurve ergäbe, weil bereits in der Aufheizphase
eine Gasbildung stattfindet.
Während der Haltephase steigt die Reaktortemperatur (ab einer Versuchszeit von 1 h) nur noch schwach
an, nähert sich (innerhalb der nächsten 20 min) der Manteltemperatur abzüglich 10 °C an und bleibt im
weiteren Verlauf konstant. Die HTC-Reaktion setzt bereits früh ein, denn ein Großteil der Reaktionswärme
wird schon zu Beginn der Haltephase freigesetzt. Der Reaktordruck steigt leicht aber kontinuierlich im Reaktor, aber im Wesentlichen durch die Entstehung von Gasen während der Reaktion.
Nach einer Haltephase von 4 h wird der Reaktor zügig abgekühlt, so dass der Versuch nach 5 h 30 min
beendet ist. Der Reaktor steht am Versuchsende noch unter 0,7 bar Restdruck aufgrund der entstandenen
Gase. Dabei ist zu berücksichtigen, dass die flüssige Phase auch mit Gasen gesättigt ist.
Durch Erhöhung von Trockenmassesubstanz und/oder Füllmenge des Reaktors sowie Reaktionsparametern (Temperatur/Zeit) kann die Druckentwicklung und damit auch der Restdruck beeinflusst werden. Bei
den hier verwendeten kleinen Füllmengen konnte keine exotherme Reaktion beobachtet werden, sondern
der Temperaturverlauf während der Haltephase war konstant.
57
Dezember 2013
Abbildung 33: Aufzeichnung der Reaktionsbedingungen im Beispiel MIX
Für die HTC-Versuche mit Rührer muss zusätzlich berücksichtigt werden, dass sich durch die erzwungene
Konvektion der Wärmedurchgangskoeffizient k (durch einen größeren Wärmeübergangskoeffizienten auf
der Innenseite) verbessert und durch die Trombenbildung die wärmeübertragende Fläche (des Reaktormantels) vergrößert wird. Insgesamt erhöht sich damit der Wärmefluss durch die Reaktorwand. Dadurch
sollen vor allem die Aufheiz- und Kühlphasen verkürzt werden. Bei dem Versuchsreaktor hat sich gezeigt,
dass gerade die Wärmeübertragung durch die Reaktorwand der limitierende Faktor ist.
HTC Produkte
Durch den hohen Wassergehalt während der Reaktion konnte nach der Reaktion jeweils eine dunkle flüssige Substanz mit unterschiedlichen Partikeln entnommen werden. Bezeichnend für den Prozess ist die
geringe Änderung an der Struktur des Materials. Dies konnte vor allem bei den Versuchen mit Blättern
beobachtet werden, da die Form der Blätter nach wie vor eindeutig erkennbar war.
Im ersten Schritt wurde diese Flüssigkeit gefiltert (2 µm) um die festen Rückstände (Kohle / hydrochar)
vom Prozesswasser zu trennen.
58
Dezember 2013
Abbildung 34: Änderung der Entwässerbarkeit von Grünschnitt durch HTC (Ramke et al., 2010)
Da eine Fest- / Flüssigtrennung auch einer Verwertung in der Praxis vorausgehen würde, wurden die meisten Parameter in beiden Fraktionen gemessen. Wie auch die Messungen in der Abbildung 34 zeigen, kann
durch HTC eine neue Qualität der Entwässerung erreicht werden, welche neue Perspektiven für die Verwertung der carbonisierten Stoffe ermöglicht. Ein weiterer wichtiger Punkt ist die Beschaffenheit der Feststoffe. Aus den meisten für die HTC in Frage kommenden Substanzen wie Grünschnitt und Schlämme
werden durch die Carbonisierung Kohlen mit feinen Partikelgrößen erzeugt. Durch das Filtern kann der
Großteil dieser Partikel im Filterkuchen gesammelt werden.
Dennoch enthält das Filtrat – die Flüssigkeit – kleine Mengen von partikulären Stoffen. Diese Partikel reagieren sowohl spontan als auch auf jede Art von Flocken bildenden Kernen und führt zu einer weiteren
Ausfällung vom Material. Die restliche Organik in Lösung basiert auf gelösten Stoffen, wie z. B. organische
Säuren. Vor allem die Lävulinsäure ist in großen Mengen identifiziert worden (Funke und Ziegler, 2010).
Nur durch eine Vakuumfiltration konnten von den Versuchsmaterialien TS Gehalte über 80 % erzeugt werden (Abbildung 35). Wie schon erwähnt, waren die Mengen an Trockensubstanz aus Schwarzwasser und
Gärresten aus der Fettvergärung zu gering um eine TS-Messung durchführen zu können.
59
Dezember 2013
Abbildung 35: TS-Gehalte nach der HTC und nach der Vakuumfiltration
Der große TS-Unterschied bei Laub zwischen 180 und 210 Grad Prozesstemperatur kann als ein Indiz
dafür genommen werden, dass die Hydrolyse von ligninhaltigen Biomassen und infolge dessen die
Carbonisierung höhere Temperaturen benötigt (Libra et al., 2011). Ansonsten konnte für den Grünschnitt
eine vorbildliche Entwässerbarkeit bescheinigt werden.
Da das zur Verfügung gestellte Schwarzwasser einen TS-Gehalt unter 1 % aufwies, konnte aus der kleinen
Menge trotz des Filterpapiers von 2 µm kein TS mehr ermittelt werden. Einer der Gründe wird eine durch
den Prozess resultierende Verkleinerung der Partikelgröße sein. Dies ist an sich nicht unbedingt nachteilig,
aber bei einer sehr geringen Gesamtmasse von Feststoffen, kann die Fest-/ Flüssigtrennung erheblich
erschwert werden.
Dies war auch einer der Hauptgründe dafür, warum ein Versuch mit gemischten Ausgangsmaterialien
durchgeführt werden sollte, nämlich um nachweisen zu können, dass durch das Beimengen von bestimmten Biomassen eine sinnvolle Trennung wieder möglich wird.
Wie in Abbildung 35 gezeigt ist wurde in dem Versuch „MIX“ ein durchschnittlicher Entw sserungsgrad mit
der Vakuumfiltration erreicht. Trotz der Beimengung von größeren Mengen von Gras konnten die Spitzenwerte von reinem Gras nicht erreicht werden. Dennoch kann gesagt werden, dass die Mischung ein sinnvolles Vorgehen sein kann, wenn Gärreste aus der Schwarzwasser- und Fettvergärung weiter behandelt
werden sollen.
60
Dezember 2013
Abbildung 36: oTS-Gehalte nach der HTC und nach der Vakuumfiltration
Der Grünschnitt beinhaltet nur geringe Mengen von mineralischem Material und dadurch können nach der
HTC auch hohe Anteile von organischem Material gemessen werden. Diese Ergebnisse sprechen für das
Beimengen von Grünschnitt. Es sollte auch überprüft werden, ob eine Beimengung von Grünschnitt bereits
vor der Vergärung sinnvoll ist. Dies könnte sich für den Gesamtprozess als vorteilhaft erweisen.
Um dieses Vorgehen endgültig beurteilen zu können, müsste sowohl das Verhalten von Grünschnitt im
Anaerobreaktor, als auch das Verhalten von Grünschnitt als Beimengung zum Gärrest bei der HTC untersucht werden.
Im Vergleich zu den meisten verfügbaren und HTC geeigneten Biomassen kann ein organischer Anteil von
> 90 % als sehr hoch eingestuft werden. Dies ist eine sehr gute Voraussetzung für die Carbonisierung. Da
durch die Carbonisierung eine Verdichtung des organischen Materials stattfindet, wird gerade bei geringem
oTS der mineralische Anteil vergrößert. Im Gegensatz zu Klärschlämmen, kann solch ein Effekt hier nicht
beobachtet werden.
61
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Abbildung 37: TOC-Konzentrationen in der flüssigen und festen Phase nach der HTC
Die Messung von organisch gebundenem Kohlenstoff (TOC) ist vor allem dann interessant, wenn mit Hilfe
der HTC-Technologie eine Lösung für die CO2-Sequestration angestrebt wird. Wenn durch die HTC eine
Aufkonzentration von organischem Kohlenstoff erreicht wird, dann liegt sowohl ein höherwertiger Brennstoff als auch ein höheres Sequestrationspotential vor. Denn eine der Reaktionen während der HTC ist die
Dehydratationsreaktion, welche das Abspalten von Wasserstoff und Sauerstoff als H2O zur Folge hat. Dadurch wird der Anteil von C im Verhältnis zu den anderen Stoffen erhöht.
Bei der HTC können Anteile des Kohlenstoffs nicht nur als CO 2 freigesetzt werden, sondern durch die Eigenschaften der hergestellten Kohle kann auch ein nennenswerter Anteil im Prozesswasser verbleiben.
Das Ergebnis kann nicht als optimal bezeichnet werden, da dadurch eine nennenswerte organische Belastung im Prozesswasser zurückbleibt. Um das Prozesswasser gefahrlos entsorgen zu können, muss die
organische Belastung aus dem Wasser wieder entfernt werden.
62
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Abbildung 38: PO4-P-Konzentrationen in der flüssigen und festen Phase nach der HTC
Die großen Schwankungen der Phosphorkonzentrationen im Grünschnitt werden auf die Probenahme aus
dem inhomogenen Material und die Lagerung unter Laborbedingungen zurückgeführt. Die bisherigen Erfahrungswerte mit anderen Materialien können solch eine starke Abhängigkeit von den Reaktionsbedingungen nicht bestätigen.
Zudem muss berücksichtigt werden, dass das System nach dem Verschließen des Reaktors druckdicht
geschlossen und das Entweichen von Stoffen nicht möglich ist. Allerdings wurden gezielt nur die für Pflanzen relevanten Nähstoffverbindungen untersucht. Eine Verschiebung dieser Konzentrationen durch Reaktionen mit anderen Substanzen wäre theoretisch möglich.
Obwohl das Schwarzwasser in Relation zum TS-Gehalt hohe Konzentrationen an Nährstoffen aufweist,
werden die Phosphorkonzentrationen nach dem Versuch MIX maßgeblich durch die Nährstoffe im Grünschnitt bestimmt.
63
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Abbildung 39: TN-Konzentrationen in der flüssigen [mg/L] und festen [mg/kg FS] Phase nach der HTC
Eines der Hauptmerkmale der HTC im Vergleich mit der Pyrolyse ist die Retention von Stickstoff. Stickstoffverbindungen sind sehr flüchtig und können aus dem Material schon bei Raumtemperaturen entweichen.
Hier kann wieder festgestellt werden, dass das Schwarzwasser in Relation zum TS hohe Konzentrationen
an Nährstoffen aufweist. Diese Stickstoffmengen beeinflussen die Endkonzentrationen im Versuch MIX
entscheidend mit. Bedingt durch die hohe Wasserlöslichkeit von Stickstoffverbindungen wird ein Großteil
auch im Prozesswasser wiedergefunden.
Abbildung 40: Biologischer Sauerstoffbedarf (BSB) in [g O2/L] über 26 Tage in der flüssigen Phase
64
Dezember 2013
Ein BSB5 über 15 g/L zeigt eine sehr hohe organische Belastung. Auch die sehr hohen TOC Werte über
1.000 mg/L in Abbildung 40 lassen darauf schließen. Wie auch durch die TOC-Messung bestätigt, war die
organische Belastung im Versuch MIX geringer als im Versuch mit Gras (210 °C); dasselbe Ergebnis zeigt
die BSB-Kurve. Da alle HTC-Versuche mit einer Flüssigkeitszugabe von 1 Liter durchgeführt wurden, kann
daraus abgeleitet werden, dass von Gras eine höhere Abgabe organischen Materials in das Prozesswasser erfolgt.
Die Zusammensetzung von HTC-Prozesswasser unterscheidet sich stark von kommunalem Abwasser. Es
muss davon ausgegangen werden, dass mit der für kommunale Abwässer standardisierten Messmethode
kein optimaler Abbaugrad erreicht werden kann, da die organische Belastung 20 bis 30-mal höher ist. Für
eine Vergleichsreihe müsste eine Adaptation der Mikroorganismen über mehrere Generationen erreicht
werden und ggf. andere Anpassungen der Messmethode vorgenommen werden.
Die wesentlichen Aussagen der BSB-Messung sind die Bestätigung der hohen organischen Belastung und,
dass keine Verzögerung in der Atmung festgestellt werden konnte. Es kann angenommen werden, dass
das HTC-Prozesswasser in den angewendeten Konzentrationen keine hemmende Wirkung auf die Mikroorganismen ausgeübt hat.
3.3.10 Diskussion und Ausblick
Die Aufgabe war, im Rahmen des Demonstrationsvorhabens „HAM UR
Au“ das Potenzial der hydrothermalen Carbonisierung von
®
WATER Cycle in der Jenfelder
rresten zur Umwandlung von organischen
Substanzen in Biokohle zu evaluieren und im Hinblick auf die Nährstoffgewinnung zu optimieren.
Es kann davon ausgegangen werden, dass die Zusammensetzung von Gärresten sich nicht grundsätzlich
von der Zusammensetzung des Faulschlammes unterscheidet – wie zum Beispiel die abgestorbenen anaeroben Bakterien.
Es muss eine Methode gefunden werden, mit der der Carbonisierungsprozess entsprechend beschrieben
und beurteilt werden kann. Es kann auf das aus der Petrologie bekannte Inkohlungsdiagramm (vanKrevelen-Diagramm, Abbildung 41) zurückgegriffen werden, mit dem die Veränderung der Elementgehalte
im Laufe der Inkohlung beschrieben werden. Ferner wäre die Beschreibung der Zunahme der Energiedichte infolge der Carbonisierung sehr wichtig. Hier käme z. B. das Kohlenstoff-Brennwert- Diagramm in Frage
(Ramke et al., 2010).
65
Dezember 2013
Abbildung 41: Van-Krevelen-Diagramm: die Veränderung der H/C- und O/C-Verhältnisse
als Folge der Carbonisierung (Die Pfeile zeigen die Änderungen im Klärschlamm in Folge der HTC.)
Die Reduzierung der Anteile von Wasserstoff und Sauerstoff (Abbildung 41) in der Biomasse wird inzwischen als ein Beleg für eine erfolgreiche Carbonisierung gesehen. Obwohl diese Veränderung eine plausible Kurve von der Cellulose bis Anthrazit bildet, muss diese Erkenntnis nicht zwangsläufig übertragbar
sein. Vor allem wurde bei Klärschlamm festgestellt, dass schon der Ausgangspunkt weit außerhalb dieser
definierten Linie liegt.
Die aktuelle Forschung hat die Ergebnisse bestätigt, dass durch die HTC aus einer Algenmasse zum großen Teil ölartige Substanzen generiert werden (Heilmann et al., 2011), (Herrmann und Poppe, 2012). Eigene Messungen mit der abgestorbenen Bakterienmasse haben vergleichbare Ergebnisse geliefert. Auch
wenn das Endergebnis optisch feststoffartig wirkt, kann durch eine Extraktion mit Lösemitteln eine nennenswerte Fraktion von ölartigen Produkten abgetrennt werden. Je nach Ausgangsmaterial konnten mit nHexan extrahierbare Öle in 0 bis 20 % in Bezug auf die Trockenmasse der hergestellten Kohlen gemessen
werden.
„Die Destillation des Öls mit anschließender gaschromatogra hischer Analyse der Fraktionen ergab homologe Reihen von gesättigten und ungesättigten Kohlenwasserstoffen im C-20-Bereich. Das bei 105 °C ge-
66
Dezember 2013
trocknete Öl ist teilweise in Hexan oder Toluol und vollständig in CS2 löslich. Simulierte Destillation mittels
Gaschromatographie (Simdis) ergibt ein Chromatogramm mit vielen Einzelkomponenten, die zu 95 % im
Siedebereich zwischen 380 und 590 °C liegen. Dies entspricht in etwa einer Schmierölfraktion.“ (Herrmann
und Poppe, 2012)
Das Van-Krevelen-Diagramm eignet sich also durchaus für die Betrachtung von hydrothermalen Prozessen, allerdings darf vorher nicht festlegt werden, dass damit nur Kohlen analysiert werden, denn mit diesem Diagramm können auch die Eigenschaften verschiedener Öle bestimmt werden. In Abbildung 31 werden die verschiedenen Reaktionen der HTC schematisch dargestellt. Die wesentliche Einschränkung in
dieser Darstellung ist die enge Auswahl der Ausgangssubstrate mit Cellulose und Lignin. Bei diesen Stoffen handelt es sich um Kohlenhydrate wie von Anfang an in dem Artikel „ ack in the
lack“ (Titirici et al.,
2007) beschrieben.
Es hat sich herausgestellt, dass die Produkte stärker von den Edukten abhängig sind, als zwischenzeitlich
angenommen. Mit Abwässern, aber auch mit Bakterienkulturen – wie nach der Vergärung – werden Stoffe
tierischen Ursprungs verwendet und diese beinhalten neben den Kohlenhydraten auch Fette und Proteine.
Es wird aktuell die Hypothese verfolgt, dass gerade die Stoffe, die keine Kohlenhydrate sind, in den hydrothermalen Reaktionen die Edukte für die festgestellten Öle sind.
Nach dem jetzigen Kenntnisstand kann eine Kohle mit nennenswerten Ölanteilen nicht direkt zur bodenbezogenen Verwertung empfohlen werden. Ob diese Ölanteile die Ursache für die in Pflanzenversuchen festgestellten negativen Effekte der HTC-Kohle sind (Rillig et al., 2010; Busch et al., 2011), kann noch nicht
beantwortet werden. In vielen Zusammenhängen in Bezug auf die Terra Preta Forschung (Schimmelpfennig und Glaser, 2012; Glaser und Birk, 2012) wird darauf hingewiesen, dass die in Brasilien beobachteten
positiven Effekte nicht allein auf die Zugabe von Kohle zurückzuführen sind, sondern dass es sich hier eher
um eine Vielzahl von Einzeleffekten handelt.
Viele Forschergruppen verfolgen inzwischen auch verschiedene methodische Ans tze zu der sog. „Aktivierung“ der
iokohle (Schmidt, 2011). Es ist bekannt, dass alle Kohlen vor Anwendung im Boden behandelt
werden müssen. Diese Behandlung kann mehrere Schritte beinhalten, wie z. B. die Kombination von
Laktofermentation mit Kompostierung (Factura et al., 2010).
Da es sich bei den festgestellten Ölen um voraussichtlich wertvolle Stoffe handelt, sollte bei den hydrothermal behandelten Stoffen eine Gewinnung der Öle angestrebt werden. Wie in der Abbildung 42 dargestellt, könnte eine entsprechende Anlagenkonfiguration mit vorhandenen Technologien umgesetzt werden.
67
Dezember 2013
Abbildung 42: Mögliche Anlagenkonfiguration mit kombinierter Ölrückgewinnung
(Heilmann et al., 2011)
Obwohl die Extraktion im Labormaßstab in der Regel mit Lösungsmitteln durchgeführt wird, könnten bei
einer industriellen Umsetzung verschiedene lösungsmittelfreie Technologien zur Anwendung kommen, die
vielleicht sogar Synergien in einer Verbundanlage aktivieren könnten. Die superkritische CO 2 - Extraktion
oder die Heißwasser-Hydrolyse könnten sich beispielsweise als geeignete Technologien erweisen.
Weiter sollte untersucht werden, ob mit den Ölen aus der Kohle die öllöslichen Schadstoffe entfernt werden
und Kohle produziert werden kann, die frei von vielen Arzneimitteln und Giftstoffen ist. Die Untersuchungen
zum Verhalten der Arzneimittel während der HTC haben gezeigt, dass das Lösen der Arzneimittel für die
analytischen Zwecke mittels Extraktion erfolgreich durchgeführt werden kann.
Wie die durchgeführten Untersuchungen gezeigt haben, ist an erster Stelle nicht die organische Fracht des
Schwarzwassers und der Gärreste für eine Biokohleverwertung interessant, sondern die hohe Fracht an
Nährstoffen.
Wie bereits anges rochen ist nicht nur die „Aktivierung“ der
iokohlen ein wichtiger Schritt sondern müs-
sen, wie in der Abbildung 43 dargestellt, mehrere angrenzende Themen mitberücksichtigt werden. Vor
allem bei Fäkalien handelt es sich um überall verfügbare Biomasse, dessen wertvollster Bestandteil die
Nährstoffe N-P-K sind.
68
Dezember 2013
Abbildung 43: Verwandte Forschungsfelder bei der bodenbezogenen Biokohleanwendung
(Ercolano, 2011)
Durch die hydrothermale Behandlung bei 210 °C wird auch ein hygienisch unbedenkliches Endprodukt
erhalten und verschiedene Spurenschadstoffe werden reduziert. Die Schwermetalle bleiben leider erhalten
und es sind keine Forschungsergebnisse bekannt, die eine Trennung von Schwermetallen durch die HTC
nachweisen könnten. Allerdings ist der Schwermetallgehalt im Schwarzwasser ohne industriellen Einleiter
– wie in der Jenfelder Au - gering (Wendland, 2009).
Die Abbildung 38 und die Abbildung 39 zeigen, dass durch eine Mitbehandlung von Schwarzwasser mit als
Probematerial gewähltem Grünschnitt eine Anreicherung von Nährstoffen erreicht werden kann. Dies bringt
uns einen Schritt näher an das Ziel der Nährstoffrückgewinnung durch eine nährstoffangereicherte
Biokohle. Allerdings, wie durch die Messungen bestätigt, werden die Nährstoffe nicht nur in der Biokohle
gespeichert, sondern ein nennenswerter Anteil der Nährstoffe verbleibt in der flüssigen Phase nach der
Filtration.
Versuche an der TUHH haben gezeigt, dass durch die Vakuumfiltration ein Grossteil des Phophors wieder
an die Kohlepartikel adsorbiert wird. Wenn gängige Fällmittel vor der Filterung angewendet werden, wird
Phosphor zu weit über 90 % mit in die Biokohle gefällt. Eine Trennung von Phosphor von der Kohle kann
nicht durch Filtern und Fällen erreicht werden.
Bevor das HTC-Verfahren realisiert werden kann, muss eine Lösung für die Fest-/Flüssigtrennung und die
anschließende Behandlung des Prozesswassers gefunden werden. Durch die sehr gute Entwässerbarkeit
kann die Separierung mit gängiger Anlagentechnik umgesetzt werden. Kammerfilterpressen wären sicherlich eine bewährte Lösung.
Die Behandlung des Prozesswassers stellt eine größere Herausforderung dar. Wie die Auswertungen von
TOC und BSB gezeigt haben, ist die organische Belastung erheblich. Bei den getesteten Stoffen war die
Rückbelastung durch Ammoniumstickstoff nicht außergewöhnlich, aber weit über den Einleitgrenzen, also
muss eine Prozesswasserbehandlung auch eine Stickstoffelimination vorsehen.
69
Dezember 2013
Eine energiesparende Vorgehensweise, um einen BSB von 30.000 mg/L (30 g/L) - wie in Abbildung 40
gezeigt - zu behandeln, wäre das anaerobe Verfahren. Da eine Vergärung von Schwarzwasser mit den
Fettresten vorgesehen ist, wäre eine entsprechende Anlage vor Ort vorhanden. Um die Investitions- und
Betriebskosten gering zu halten, sollte die Anzahl unterschiedlicher Anlagen minimiert und schon bei der
Planung die Rückführung vom HTC-Prozesswasser in die Vergärung vorgesehen werden. Die zusätzliche
Gasproduktion könnte sich zudem als ein wirtschaftlicher Vorteil erweisen.
Das überschüssige Wasser würde dann das System in der Separierung zwischen der Vergärung und dem
HTC-Reaktor verlassen. Dieses Abwasser würde auch ohne die HTC-Anlage entstehen, allerdings kann
mit dem jetzigen Kenntnisstand nicht zuverlässig prognostiziert werden, ob durch die Mitvergärung des
HTC-Prozesswassers eine anders geartete Belastung in diesen Wässern entsteht. Dies könnte nur mit
Pilotversuchen ermittelt werden, die mehrere Schlammalter umfassen müssten, damit eine Anpassung an
diese neuartige Belastung durch Schwarzwasser, Fettreste und HTC-Prozesswasser erfolgen kann.
Je nach Gegebenheiten muss dieses Abwasser vor Ort weiter behandelt werden. Wie im Fall von Jenfeld,
wo die Anlage mitten in einer Siedlung liegt, könnte eine Membranbiologie (MBR) eine praktikable Lösung
darstellen. Dies ermöglicht eine kompakte Bauweise und durch die Auswahl der Membrane können auch
evtl. auftretende Belastungen aus dem HTC-Prozess gezielt eliminiert werden. Um den Anfall von zusätzlichen Reststoffen zu minimieren, sollte eine Rückführung des Überschussschlamms aus der MBR in die
Vergärung vorgesehen werden.
Im Idealfall würde die Verbundanlage Gas, Kohle und gereinigtes Abwasser produzieren.
Wie jede Anlage muss eine Verbundanlage energetisch optimiert werden. Das umfasst u. a. eine Minimierung des Energieverbrauchs der Trennungsprozesse nach der Vergärung, nach der HTC und in der MBR.
Zudem müssen sowohl die Vergärung als auch die HTC-Anlage beheizt werden. Im Idealfall kann die benötigte Wärmenergie vor Ort aus dem BHKW bezogen werden.
Weitere Untersuchungen im Pilotmaßstab sollten vor allem die Anwendbarkeit der Extraktion und andere
Nachbehandlungen, wie das Kompostieren beinhalten. Auch sollte ein optimales Fällmittel zur Nährstoffrückgewinnung durch Versuche bestimmt werden.
Da es sich um eine Behandlung von verschiedenen Stoffströmen handelt, müsste eine standortspezifische
Evaluierung der vorhandenen Stoffmengen unter Berücksichtigung der jahreszeitlichen Schwankungen
erstellt werden. Auf dieser Basis kann dann die Optimierung des Prozesses mit Schwarzwasser erfolgen.
Durch Pflanzenversuche kann die Wirksamkeit der erzeugten Materialien nachgewiesen werden.
70
4.
TAP3: Bemessungsgrundlagen und Verfahrensauswahl Grauwasser
®
Der Fokus der Umsetzung des HAMBURG WATER Cycle in der Jenfelder Au liegt auf der Behandlung
und Verwertung des Schwarzwassers. Daneben muss jedoch auch eine optimale Lösung für die Behandlung des Grauwassers gefunden werden. In den folgenden Abschnitten wird ein Überblick gegeben über
verschiedene mögliche Behandlungstechnologien sowie die Schlussfolgerungen in Bezug auf Verfahrensauswahl und energetische Optimierungsmöglichkeiten.
4.1
Charakteristika Grauwasser und kritische Stoffe im Grauwasser
Grauwasser wird in Deutschland unterschieden in schwach belastetes Grauwasser aus Badewannen, Duschen und Handwaschbecken (ohne Küchen und Waschmaschinenabflüsse) und stark belastetes Grauwasser, das neben dem schwach belasteten Grauwasser auch Grauwasser aus Küchen und/oder Waschmaschinen umfasst. In der Jenfelder Au wird das stark belastete Grauwasser aus Küchen und Bädern
gemeinsam erfasst und über ein konventionelles Kanalnetz (Freigefälle und Druckleitungen) dem Betriebshof zugeführt.
Bisher gibt es in Deutschland nur eine relativ geringe Anzahl von vergleichbaren Projekten, in denen das
Grauwasser separat behandelt wird. Projekte mit getrennter Grauwassererfassung in der Größenordnung
der Jenfelder Au sind bisher nicht bekannt. Daher können für die Charakterisierung des Grauwassers nur
allgemeine Angaben aus der Literatur herangezogen werden. Tabelle 14 gibt einen Überblick über Konzentrationsangaben der Fachvereinigung Betriebs- und Regenwassernutzung e. V. (fbr, 2005), Angaben
nach einer Literaturrecherche europäischer Werte (DWA, 2008) sowie die von HAMBURG WASSER für
die Dimensionierung der Anlagen gewählten Werte. Diese Werte werden nach Bau der Entwässerungsanlagen in der Jenfelder Au durch geeignete Beprobungen vor Ort mit den tatsächlich anfallenden Belastungen verglichen.
Tabelle 14: Grauwasserkonzentrationen nach verschiedenen Quellen
fbr (2005)
Parameter
Volumen
Einheit
Durchschnitt
L/(E∙d)
70
DWA (2008)
Bereich
Jenfelder Au
(Annahme)
Median
Bereich
Bemessungswert
108
65-150
75
159
90-228
160
TS
mg/L
oTS
mg/L
BSB5
mg/L
360
250-550
218
124-519
315
CSB
mg/L
535
400-700
545
258-1021
630
Nges
mg/L
13
10-17
15,4
6,7-27,2
14
Pges
mg/L
5,4
3-8
5,4
0,4-11,0
7
130
Dezember 2013
Grauwasser ist im Vergleich zu gemischtem Abwasser oder Schwarzwasser relativ gering mit Krankheitserregern und Mikroschadstoffen z. B. aus Pharmaka belastet. Eine Schadstoffgruppe, die möglicherweise
im Grauwasser eine besondere Relevanz erhält, sind die Siloxane – synthetisch hergestellte
Siliziumverbindungen - die in Haushalten u. a. aus dem Einsatz von Reinigungsmitteln, Kosmetika und
Waschmitteln stammen können. Bei der Abwasserreinigung verflüchtigt sich etwa die Hälfte der Siloxane in
die Atmosphäre, während ein großer Teil an den Klärschlamm adsorbiert und bei der Schlammfaulung in
die Gasphase gelangt. Da der Grauwasserschlamm in der Jenfelder Au zusammen mit dem Schwarzwasser vergärt werden soll, könnten bei der anschließenden Gasverbrennung abrasiv wirkende Quarzpartikel
entstehen, die negative Auswirkungen auf Motoren etc. haben könnten. Daher wurde recherchiert inwieweit
Siloxane ein Problem für die Gasnutzung in der Jenfelder Au werden könnten.
Die Grenzwerte für Silicium in Verbrennungsmotoren variieren je nach Hersteller und liegen in der Regel
3
3
bei etwa 10 mg Si/Nm CH4, was einer Menge von 6,5 mg Si/Nm Gas entspricht. Bei einer Untersuchung
an BHKW mit Schäden, die auf eine hohe Siliciumbelastung zurückzuführen waren, lagen die Gehalte im
3
Mittel bei 16,5 mg Si/Nm Gas. Im Rahmen dieser Untersuchung konnte jedoch nicht ausgeschlossen wer3
den, dass niedrigere Gehalte von unter 6 mg Si/Nm Gas bereits zu Schäden führen (Geschwind & Dichtl,
2001, zitiert in Trimborn et al., 2003).
Eine Möglichkeit das Silicium aus dem Gas zu entfernen ist der Einsatz von Aktivkohlefiltern oder die Tieftemperaturkühlung. Beide Verfahren sind jedoch mit einem größeren Aufwand verbunden bzw. lohnen sich
insbesondere bei größeren BHKW Anlagen. Alternativ könnte ein Stirling Motor oder eine Mikrogasturbine
zur Gasnutzung eingesetzt werden, die robust gegenüber hohen Siloxangehalten sind. Unter Berücksichtigung dieser Problematik und auf Grund weiterer betrieblicher Vorteile wird für die Jenfelder Au voraussichtlich die Verwendung von Mikrogasturbinen zur Kraft-Wärme-Kopplung geplant.
Anhand von Literaturdaten konnte sich keine genaue Aussage zum zu erwartenden Siloxangehalt in Grauwasser treffen lassen, da entsprechende Werte anscheinend noch nicht erfasst wurden. Es liegen jedoch
Angaben über kommunales Abwasser vor. So ergab eine von der DWA durchgeführte Erhebung eine mitt3
lere Belastung von 6,4 mg Si/Nm Gas (Trimborn et al., 2003) – dies jedoch inklusive auch industriell bedingter Belastungen – während Portmann (2009) von einer Belastung ohne spezifische Industrieeinleitun3
gen von ca. 1,5 – 5 mg Si/Nm Gas berichtet. Damit wäre ein Betrieb der Biogasanlage auch ohne Reinigung des Gases möglich. Da die Gesamtbelastung des Abwassers bei nicht trennenden konventionellen
und einem trennenden System als äquivalent angenommen werden kann, ist somit eine Gasreinigung in
Jenfeld voraussichtlich nicht erforderlich.
72
4.2
Dezember 2013
Verfahren für die Behandlung und Begründung der Verfahrensauswahl
Prinzipiell steht für die Grauwasserbehandlung eine Vielzahl von möglichen Behandlungsverfahren zur
Verfügung. In den folgenden Abschnitten wird eine Vorauswahl getroffen und im Anschluss eine Bewertung
der Anwendbarkeit dreier möglicher Verfahren gegeben mit dem Ziel, ein optimales und energieeffizientes
Grauwasserreinigungsverfahren auszuwählen.
4.2.1 Übersicht über mögliche Grauwasserbehandlungstechnologien
Da das Grauwasser im Vergleich zu anderen Abwasserströmen weniger Nährstoffe enthält, wird eine Behandlung insbesondere auf den Kohlenstoffabbau ausgelegt. Eine Aufbereitung kann mittels verschiedener
technischer oder naturnaher Verfahren (z. B. bepflanzte Bodenfilter) geschehen, wobei letztere jedoch
platzintensiver sind und daher für das städtische Quartier Jenfelder Au nicht in Frage kommen. Bei den
technischen Verfahren steht eine Reihe verschiedener Optionen zur Verfügung:

Scheibentauchkörper/Rotationstauchkörper

Tropfkörper

Biofilter

Moving Bed - Verfahren

Festbett - Verfahren

(klassisches) Belebungsverfahren

SBR - Verfahren

Membranbelebung
Abgesehen von den Scheibentauchkörpern und den Tropfkörpern benötigen alle Verfahren eine technische
Belüftung. Die Verfahren unterscheiden sich weiterhin hinsichtlich der Erfahrungen beim Einsatz zur Grauwasserbehandlung, dem Platz- und Energiebedarf, sowie dem betrieblichen Aufwand.
Zu 1. Scheibentauchkörper/Rotationstauchkörper
Scheibentauchkörper gehören zu den am meisten verbreiteten Verfahren zur Grauwasserbehandlung,
allerdings hauptsächlich für kleinere dezentrale Anlagen. Die mit einem Biofilm bewachsenen Scheiben
sind knapp zur Hälfte eingetaucht, durch ihre Drehung kommen sie abwechselnd mit dem Abwasser und
mit Luft in Kontakt. Dadurch ist keine separate Belüftungseinrichtung erforderlich. Durch die Drehung wird
der aufwachsende überschüssige Biofilm abgeschert.
Die Anforderungen an die Vorbehandlung sind relativ gering, eine gröbere Feststoffabtrennung und ein
Fettfang reichen aus. Nachteilig sind der große Platzbedarf und die Notwendigkeit, die Scheibenpakete aus
dem Reaktor entnehmen zu können. Dies bedingt eine hohe Halle und eine Krananlage. Der für die Rotation erforderliche Energiebedarf beträgt etwa 20 % bis 30 % des Energiebedarfs des Belebungsverfahrens
(s. Nummer 6).
73
Dezember 2013
Zu 2. Tropfkörper
Tropfkörper beinhalten eine Schüttung aus 40 bis 80 mm großen, mit Biomasse bewachsenen Füllkörpern,
an denen das Abwasser entlang fließt bzw. tropft. Wie bei den Scheibentauchkörpern ist eine Vorbehandlung des Abwassers notwendig. Der Reaktor ist nicht mit Wasser gefüllt, so dass zwischen den Füllkörpern
Luft durchströmen kann. Dadurch ist keine technische Belüftung erforderlich. Der Energiebedarf dieser
Anlagen liegt daher in der Regel nur in der benötigten Pumpenergie des Abwassers. Das Wasser wird
jedoch mehrfach über den Reaktor gefahren, was entsprechende Pumpkosten verursacht. Die mögliche
Raumbelastung von Tropfkörpern ist gering, so dass die Reaktoren entsprechend ein großes Volumen
benötigen.
Zu 3. Biofilter
Bei Biofiltern fungieren Sandkörner o. ä. als Träger für die Biomasse. Die Filter werden von unten durchströmt, wodurch sich ein Wirbelbett ergibt. Durch das Ausmaß der Fluidisierung wird der Abrieb der Biomasse gesteuert; zu diesem Zweck wird immer eine Teilmenge im Kreis durch den Reaktor gefahren. Dadurch ist das Verfahren steuerungstechnisch anspruchsvoll; für einen über längere Zeit unbeaufsichtigten
Betrieb ist es schlecht geeignet. Das Verfahren wird daher in der Jenfelder Au nicht näher betrachtet.
Zu 4. Moving Bed
Beim Moving Bed - Verfahren werden offene Kunststoffkörper von 10 bis 20 mm Größe als Biofilmträger
eingesetzt und durch eine Umwälzung in Schwebe gehalten. Durch die Bewegung wird überschüssige
Biomasse ausgetragen. Da sich die meiste Biomasse im Inneren der Füllkörper befindet, ist sie gegen zu
starken Abrieb geschützt. Solange die Umwälzung in der richtigen Größenordnung liegt, ist eine Steuerung
nicht erforderlich.
Das Moving Bed - Verfahren wird überwiegend in der Prozesswasserbehandlung sowie für die kommunale
Abwasserbehandlung bei tiefen Temperaturen oder in Kleinkläranlagen angewendet. Der Einsatz für
Grauwasser erfolgt bisher nur in abgewandelter Form mit sehr niedrigen Füllgraden.
Die Anforderungen an die Vorbehandlung sind etwas höher als beim Scheibentauchkörper, aber immer
noch gering. Um das Festsetzen von Feststoffpartikeln oder Fett in den Füllkörpern zu vermeiden, müssen
eine Feststoffabtrennung und ein Fettfang vorgesehen werden. Das Moving Bed - Verfahren arbeitet robust
und benötigt wenig betrieblichen Aufwand. Da die Vorbehandlungsanforderungen jedoch höher als beim
Scheibentauchkörper sind, wird das Verfahren in der Jenfelder Au nicht weiter betrachtet.
Zu 5. Festbettverfahren
Das Verfahren ähnelt dem Moving Bed - Verfahren, bei diesem sind jedoch die Biofilmträger fixiert. Dadurch ist das Verfahren empfindlicher gegen Feststoffe im Zulauf und der Austrag der aufwachsenden
Biomasse ist u.U. problematisch. Das Verfahren wird daher in der Jenfelder Au nicht weiter betrachtet.
74
Dezember 2013
Zu 6. Belebungsverfahren
Beim klassischen Belebungsverfahren ist die Biomasse nicht auf Trägern fixiert, sondern im Abwasser
suspendiert. Aus dem Ablauf wird sie in der Nachklärung abgetrennt und wieder dem Zulauf zugegeben.
Aus diesem Grund ist die mögliche Biomassenkonzentration im Reaktor auf wenige g/L begrenzt. Die entstehende Überschussmenge wird abgezogen, um die Menge an Biomasse im System konstant zu halten.
Als Nachklärung können Lamellenabscheider eingesetzt werden, um den Platzbedarf zu verringern. Um
eine UV-Entkeimung des Ablaufs zu ermöglichen, muss eine weitere Biomasseabtrennung vorgesehen
werden, da der Ablauf einer Sedimentation nicht mit Sicherheit klar genug ist. Es ergeben sich deutlich
größere Anlagen als beim Moving Bed - Verfahren oder der Membranbelebung. Zudem ist auch hier der
steuerungstechnische Aufwand relativ hoch; ein längerer unbeaufsichtigter Betrieb ist möglich, aber kritisch
zu sehen. Aus diesen Gründen wird das Verfahren der Jenfelder Au nicht weitere betrachtet.
Zu 7. SBR - Verfahren
Das "Sequencing Batch Reactor" - Verfahren ist eine Variante des Belebungsverfahrens, bei der die Abtrennung der Biomasse nicht in einer Nachklärung, sondern im Reaktor selbst erfolgt. Dies bedingt einen
diskontinuierlichen Betrieb, was entsprechenden steuerungstechnischen Aufwand mit sich bringt. Die Anlage würde ähnlich groß, wie eine klassische Belebungsanlage. Das Verfahren ist daher ebenfalls nicht
erste Wahl.
Zu 8. Membranbelebung
Die Membranbelebung ähnelt dem klassischen Belebungsverfahren, an die Stelle der Nachklärung treten
jedoch Membranen. Diese haben Porenweiten in der Größenordnung um 0,1 µm (Grenzbereich Ultrafiltration/Mikrofiltration), wodurch die Biomasse komplett zurückgehalten und gleichzeitig eine relativ gute Entkeimung erreicht wird. Die UV-Entkeimung muss daher weniger leisten und wird zudem nicht durch Feststoffe gestört, u.U. kann sie sogar ganz entfallen.
Durch die relativ großen Poren sind die Druckdifferenz über den Membranen und damit der Energiebedarf
moderat, aber nicht zu vernachlässigen. Die Membranen müssen regelmäßig chemisch gereinigt werden,
von Zeit zu Zeit sind sie zu erneuern. Die Biomassekonzentration kann ein Mehrfaches gegenüber dem
klassischen Belebungsverfahren betragen, die Reaktoren werden daher entsprechend kleiner.
Das Verfahren wird in bestehenden Grauwasseranlagen insbesondere in kleineren Anlagen oder Anlagen,
die auf ein Recycling des Wassers abzielen, oft eingesetzt.
Zu 9. Niederdruckumkehrosmose
Bei diesem Verfahren werden die Inhaltsstoffe des Wassers nicht abgebaut, sondern es erfolgt eine Trennung in einen Reinwasserstrom (Permeat) und einen konzentrierten Strom (Retentat), der zur weiteren
Behandlung abgeleitet werden muss. Der Porendurchmesser liegt um 1 nm, er liegt damit im Grenzbereich
zwischen echter Umkehrosmose und der Nanofiltration. Der notwendige Transmembrandruck liegt bei
75
Dezember 2013
20 - 35 bar, der Energiebedarf liegt daher in der Größenordnung von 3 - 6 kWh/m³. Die benötigte
Membranfläche ist deutlich größer als bei der Membranbelebung.
Die Anforderungen an die Vorreinigung sind hoch, idealerweise sollen keine Feststoffe und keine Fette in
die Membran gelangen, da dies zu Verblockungen ("Fouling") der Membranen führt. Auch bei guter Vorreinigung müssen die Membranen regelmäßig chemisch gereinigt werden. Eine Nachbehandlung ist nicht
erforderlich, das Wasser ist im Prinzip keimfrei.
Das Verfahren wird bisher nur in Pilot- und anderen kleineren Anlagen (z. B. auf Schiffen) eingesetzt. Dabei wird nur Grauwasser aus dem Sanitärbereich und kein Küchenabwasser verwendet. Aufgrund des
hohen Energiebedarfs und den Fetten im Grauwasser wird das Verfahren in diesem Bericht nicht näher
betrachtet.
4.2.2 Vergleich dreier Grauwasserbehandlungsmöglichkeiten
Da in der dezentralen Grauwasserbehandlung v.a. die Festbettverfahren und daneben noch die
Membranverfahren als geeignet erscheinen, wird im Folgenden ein Vergleich zwischen den Optionen

Tropfkörper (TK)

Rotationstauchkörper (RTK) und

Membranbelebungsreaktor (MBR)
für die Anwendbarkeit in der Jenfelder Au vorgenommen.
Wichtige Eingangsgröße für die Bemessung von TK und RTK ist die tägliche organische Fracht zur Berechnung des erforderlichen Volumens (TK) bzw. der Oberfläche (RTK) sowie zur Ermittlung des Überschussschlammanfalls. Eine weitere wichtige Größe ist der tägliche Zufluss und die resultierende Stundenlast, von der für das Gebiet der Jenfelder Au angenommen wird, dass sie mit einem Divisor von 10h/d angesetzt werden kann. Dies entspricht den Angaben des Arbeitsblattes A198 (ATV-DVWK, 2003) für Einzugsgebiete kleiner 5.000 Einwohner. Es wird weiterhin angenommen, dass die Phosphor-Elimination über
eine chemische Simultanfällung in der Nachklärung erfolgt.
Basierend auf einer vorläufigen Bemessung nach dem Arbeitsblatt ATV-DVWK A281 (2001) mit einer zu3
lässigen Raumbelastung für Kohlenstoffabbau und Nitrifikation von B R,BSB ≤ 0,4 kgBSB5/(m ∙d) und
3
3
BR,TKN ≤ 0,1 kgTKN/(m ∙d) ergibt sich ein erforderliches Tropfkörpervolumen von 105 m (Annahme: Wirkungsgrad der Vorklärung = 20 %). Bei einer gewählten Höhe von 5 Metern ergibt sich eine Oberfläche von
2
ca. 21 m . Das Rückführverhältnis ergibt sich zu 0,7. Die erforderliche Leistung der Förderpumpen für Zulauf und Rückführung beträgt 1,09 kW, was bei kontinuierlichem Betrieb einen jährlichen Stromverbrauch
von 9.543 kWh/a bedeutet.
2
Der Rotationstauchkörper benötigt eine theoretische Oberfläche von 5.457 m . Bei der Wahl von Scheiben
mit 3 m Durchmesser und 3 Stufen ist somit je Stufe eine Walze mit einer Länge von 3,2 m erforderlich. Die
76
Dezember 2013
3
Größe des Scheibentauchkörpers beträgt ca. 87 m , jedoch muss zum Austausch der Scheiben eine gewisse Höhe nach oben vorhanden sein. Unter der Annahme eines spezifischen von 75 W pro Meter Walzenlänge (Leistungsbedarf bei 3 Meter Scheibendurchmesser) wird eine Leistung von 0,72 kW für die Antriebsmotoren benötigt. Der zu erwartende Stromverbrauch für den Rotationstauchkörper beträgt damit
6.340 kWh/a.
Die Überschussschlammproduktion beläuft sich bei beiden Verfahren auf ca. 26 kg TS/d, der Schlamm aus
der chemischen Phosphorfällung wird zu ca. 2 kg TS/d berechnet.
Bei der Bemessung der Membranbiologie – einer Kombination eines Belebungsbeckens mit einer
Membranfiltration - wird davon ausgegangen, dass nach der mechanischen Vorbehandlung über einen
3
Feinrechen das Grauwasser in einen ca. 8 m großen Vorspeicher geführt wird. Dies dient dazu, Spitzen
abfangen zu können und die MBR-Technik am Tagesdurchschnitt bemessen zu können. Das Volumen des
Belebungsbeckens kann anhand des Schlammalters und der Überschussschlammproduktion sowie der
3
sich daraus ergebenden Schlammmasse im Belebungsbecken zu 120 m bemessen werden. Der Energiebedarf der Membranbiologie setzt sich zusammen aus dem Strombedarf für das Rührwerk sowie das Belüftungsgebläse im Belebungsbecken, den Stromverbrauch des Crossflow-Gebläses und den Stromverbrauch der Permeatpumpe. Der Gesamtstrombedarf ergibt sich nach einer ersten Auslegung zu
31.093 kWh/a und ist damit um ein Vielfaches höher als der Energiebedarf der anderen beiden Verfahren.
Umgerechnet auf den spezifischen Energiebedarf ergeben sich bei 1.890 Einwohnern die Werte, die in
folgender Tabelle 15 angegeben sind.
Tabelle 15: Spezifischer Stromverbrauch für die betrachteten Grauwasserbehandlungsverfahren
Tropfkörper
Rotationstauchkörper
Membranbiologie
5,0
3,4
16,5
kWh/E∙a
kWh/E∙a
kWh/E∙a
Neben dem Energiebedarf sind für die Entscheidung für ein bestimmtes Verfahren noch weitere Kriterien
ausschlaggebend: dies sind sowohl die Investitionskosten, die zu erwartende Reinigungsleistung, der Aufwand für Personal und Wartung sowie Faktoren wie der Platzbedarf, Emissionen, Störanfälligkeit und Anpassungsfähigkeit. Diese Faktoren wurden mit Hilfe einer Nutzwertanalyse in die Entscheidungsfindung
einbezogen (siehe Tabelle 16). Dabei wird jedem Kriterium eine Gewichtung gegeben und anschließend
die verschiedenen Optionen hinsichtlich der Erfüllung jedes Kriteriums bewertet. Eine Multiplikation und
Aufsummierung der Kriterienwerte ergibt eine Gesamtbewertung, mit deren Hilfe sich eine Entscheidung
bezüglich des am besten geeigneten Verfahrens herbeiführen lässt.
Im Ergebnis zeigt sich, dass ein Tropfkörper die meisten Vorteile in Bezug auf die gewichteten Kriterien
erwarten lässt und damit das Vorzugsverfahren für die Grauwasserbehandlung in der Jenfelder Au darstellt. Ausschlaggebende Faktoren für die Priorisierung des Tropfkörperverfahrens sind neben dem relativ
niedrigen Energiebedarf auch der geringe Platzbedarf und die niedrigen Investitionskosten. Auch ein Rotationstauchkörper wäre eine akzeptable Möglichkeit, wohingegen der hohe Energieverbrauch, die hohen
77
Dezember 2013
Investitionskosten, der höhere Personal- und Wartungsaufwand sowie die zu erwartende Störanfälligkeit
gegen ein Membranbelebungsverfahren sprechen. Mögliche Vorteile bietet die Membranbelebung bei der
Reinigungsleistung und der Anpassungsfähigkeit. Eine hohe Reinigungsleistung bezieht sich in diesem Fall
jedoch v.a. auf die Effekte der Membranfiltration. Die Nährstoffelimination, die für die Gewässereinleitung
besonders kritisch ist, kann jedoch auch durch die Filtration nicht in dem erforderlichen Maße erreicht werden. Daher wird bei der Realisierung der Grauwasserreinigung in der Jenfelder Au dem Tropfkörperverfahren der Vorzug gegeben, da dieses Verfahren einen geringen Flächen-, Energie- und Wartungsbedarf bei
gleichzeitig hoher Robustheit aufweist.
Tabelle 16: Ergebnisse der Nutzerwertanalyse der Grauwasserbehandlungsverfahren
Tropfkörper
RotationsTauchkörper
MBR
Gewichtung
gewichteter
Wert
gewichteter
Wert
gewichteter
Wert
Investitionskosten
14%
0,11
0,07
0,04
Platzbedarf
7%
0,05
0,02
0,03
Reinigungsleistung
18%
0,09
0,09
0,13
Energieverbrauch
14%
0,07
0,11
0,04
Personalaufwand
6%
0,04
0,04
0,01
Wartungsaufwand
7%
0,03
0,03
0,02
Emissionen
6%
0,03
0,04
0,03
Lebensdauer
12%
0,09
0,09
0,06
Störanfälligkeit
9%
0,04
0,04
0,02
Anpassungsfähigkeit
8%
0,02
0,02
0,06
Gesamtnote
0,58
0,56
0,44
Platz
1
2
3
Die Werte sind in der Darstellung auf 2 Dezimalstellen gerundet; die tatsächlichen Werte ergeben in
Summe die Gesamtnoten.
78
4.3
Dezember 2013
Möglichkeiten der Wärmenutzung
Die Stoffstromtrennung von Schwarzwasser und Grauwasser trennt zwei Abwasserströme, die nicht nur
hinsichtlich ihrer Zusammensetzung sehr unterschiedlich sind, sondern auch hinsichtlich ihrer Temperatur.
Während das Schwarzwasser im Wesentlichen aus kaltem Spülwasser und zu geringen Mengen aus Ausscheidungen mit Körpertemperatur besteht, setzt sich das Grauwasser aus verschiedenen Strömen zusammen, die in der Regel für die verschiedenen Nutzungszwecke wie Duschen, Wäsche waschen oder
Geschirr spülen erwärmt worden sind. Diese hinzugeführte Wärme kann in Teilen als thermische Energie
rückgewonnen werden.
Am günstigsten ist eine solche Wärmerückgewinnung möglichst nahe am Anfallsort (d. h. noch in den Gebäuden), da so die Abkühlung durch die Umgebungstemperatur reduziert werden kann. Möglich ist hier
z.B. eine direkte Wärmenutzung im Haushalt (z. B. Wärmerecycling in der Duschwanne) (siehe z. B. Joulia,
2013) oder ein Wärmerecycling für mehrere Wohnungen in einem Gebäude z. B. im Keller (Nolde, 2012).
Je weiter der Fließweg des Abwassers bzw. Grauwassers ist, desto größer ist die Abkühlung durch die
Umgebungstemperatur. Da HAMBURG WASSER jedoch nur auf dem zentralen Betriebshof Anlagen betreibt und nicht dezentral in den Gebäuden, wird im Folgenden zunächst nur der Fall der Wärmerückgewinnung auf dem Betriebshof untersucht.
Hier gibt es die Möglichkeit der Wärmerückgewinnung sowohl vor als auch nach der Grauwasserbehandlung. Eine thermische Nutzung nach der Behandlung hat den Vorteil, dass durch das gereinigte Wasser
eine geringere Biofilmbildung auf dem Wärmetauscher verursacht wird und dass die Wärme dem biologischen Prozess der Reinigung zu Gute kommt. Auf der anderen Seite wird durch die Behandlung eine weitere Abkühlung des Grauwassers verursacht, so dass die Wärmenutzung ineffektiv werden kann. Daher
soll in diesem Fall nur die Nutzung vor der Reinigung betrachtet werden. Für eine Abschätzung der Effektivität dieses Verfahrens ist im ersten Schritt eine Abschätzung der zu erwartenden Grauwassertemperatur
und damit des Rückgewinnungspotentials nötig.
4.3.1 Temperatur des Grauwassers
Die Literaturangaben zur Grauwassertemperatur weichen z. T. deutlich voneinander ab. Dabei werden sie
in einer Spanne von 25 °C bis 35 °C beim Eintreten in die Kanalisation angegeben. In den Niederlanden,
wo der Wassergebrauch dem deutschen relativ ähnlich ist, wurden die Komponenten des Wasserverbrauches eines Haushaltes gemessen. Aus diesen Daten ergibt sich eine mittlere Grauwassertemperatur von
2
32 °C (vgl. Tabelle 17) . Für Deutschland gibt der Fachverband Betriebs- und Regenwassernutzung die
Temperatur des Grauwassers mit ca. 18 °C bis 38 °C an (fbr, 2005). Die Temperatur des Grauwassers
2
gewichtetes Mittel
79
Dezember 2013
unterliegt allerdings auch größeren tageszeitlichen Schwankungen. Während z. B. zu Hauptduschzeiten
eine höhere Grauwassertemperatur zu messen ist, sinkt diese über Nacht um mehrere Grad Celsius.
Tabelle 17: Wassergebrauch und -temperatur in niederländischen Haushalten
basierend auf Naufall Monsalve (2011)
Aktivität
durchschnittlicher
Wasserverbrauch (L/E∙d)
Temperatur (°C)
Baden
2,8
30
Duschen
48,6
35
Hände waschen
5,0
22
Übriger Wasseranfall in der Küche
5,3
15
Handwäsche
1,1
30
Waschmaschine
14,3
30
Geschirrspülen
3,1
30
Spülmaschine
3,0
35
Essen
1,4
50
Gesamt (nur Grauwasseranteil)
84,6
32
Für die folgenden Berechnungen wird von einer durchschnittlichen Grauwassertemperatur an der
Übergabestelle ins öffentliche Kanalnetz von 30 °C ausgegangen.
4.3.2 Abkühlung des Grauwassers in der Freigefälleleitung
Das Grauwasserleitungsnetz in der Jenfelder Au besteht aus Freigefällekanälen (zwei Hauptstränge) hin
zu einem Pumpwerk und einer anschließenden 660 m langen Druckleitung bis zum Betriebshof. Nach der
derzeitigen Planung ist das Grauwasserleitungsnetz insgesamt 2935 m lang, die längste Grauwasserfließlänge beträgt 550 m. Die Aufenthaltszeit des Grauwassers in der Freigefällekanalisation beträgt etwa 10
bis 35 Minuten, anschließend wird das Wasser etwa einmal pro Stunde durch das Pumpwerk weitertransportiert.
Für die Bestimmung der Grauwassertemperatur am Betriebshof gibt es keine direkt anwendbare Berechnungsmethode, die die Einflüsse des Pumpwerks und der Druckleitung berücksichtigen würde. Daher wird
für eine erste Einschätzung die Abkühlung nur im Freigefällekanal berechnet. Dies kann unter Anwendung
eines Modells von Bischofsberger und Seyfried (1984) geschehen:
– –
–
wobei cw die spezifische Wärmekapazität von Wasser und
w
den Abwassermassenstrom darstellt.
w
ist
das Produkt aus Dichte des Wassers, benetztem Querschnitt des Kanalisationsrohres und mittlerer Fließgeschwindigkeit des Abwassers. ri beschreiben die Wärmeverluste: r1 den Wärmeübergang vom Abwasser
80
Dezember 2013
in die Kanalluft, r2 die Abwasserverdunstung und r3 den Wärmedurchgang durch die Rohrwände. Für die
Berechnung dieser Parameter werden detaillierte Angaben benötigt, wie z. B. die Rohrnetzbeschaffenheit,
Abwassergeschwindigkeit und Wärmeleitfähigkeit des Untergrundes. Diese lagen zum Teil vor, zum Teil
mussten realistische Annahmen getroffen werden.
Mit Hilfe des mathematischen Modells kann eine Abschätzung der Grauwassertemperatur beim Pumpwerk
erfolgen. Die Ergebnisse für diese Berechnung für verschiedene Füllungsgrade der Kanalrohre zeigt Abbildung 44. Unmittelbar nach der Einleitung in das Siel ist die Änderungsrate der Grauwassertemperatur am
größten. Mit sinkender Temperatur, d. h. mit Angleich an die Umgebungstemperatur, reduziert sich auch
die Änderungsrate.
Abbildung 44: Änderung der Grauwassertemperatur über die Distanz
Aus der Berechnung wird der große Einfluss der Füllmenge auf den Temperaturverlust deutlich. So kann
bei 5 %iger Füllung und kälteren Temperaturen (15 °C Lufttemperatur in der Kanalisation) die Grauwassertemperatur auf bis zu 15 °C abkühlen, wohingegen bei 20 %iger Füllung die Temperatur des Grauwassers
am Pumpwerk immerhin noch ca. 26 °C betragen würde. Da die Rohre in der Jenfelder Au relativ groß
bemessen sind, muss davon ausgegangen werden, dass die Füllmengen relativ klein sind. So kann für
einen Hauptstrang mit einer Füllung von etwa 20 % gerechnet werden, wohingegen für den anderen
Hauptstrang Füllungen von ca. 5 % zu erwarten sind. Die zu erwartenden Temperaturen am Pumpwerk
betragen demnach in der kalten Jahreszeit tagsüber knapp 25 °C, und bei durchschnittlicher Auslastung
lediglich knapp 21 °C. Dies zeigt, dass das zu erwartende Wärmepotential insbesondere in den Wintermonaten mit erhöhtem Wärmebedarf eher gering ist. Hinzu kommt, dass in der Pumpstation, dem Speicherbehälter sowie den Behandlungsanlagen auf dem Betriebshof sowie zu geringen Anteilen auch in der
Druckrohrleitung mit weiteren Temperaturverlusten gerechnet werden muss. Diese konnten jedoch über
die vorhandenen mathematischen Modelle nicht berechnet werden, so dass zur Unterstützung von Studien
zur Grauwasserwärmenutzung nach Inbetriebnahme der Anlagen in der Jenfelder Au ausführliche Messungen zum Temperaturverlauf durchgeführt werden sollten.
81
Dezember 2013
4.3.3 Nutzungszwecke
Die Nutzung der Wärme des Grauwassers auf dem Betriebshof ist nur eingeschränkt möglich. Eine mögliche Nutzung sollte über Wärmetauscher stattfinden, da Wärmepumpen aus wirtschaftlichen Gründen eher
auszuschließen sind. In Frage kommt für eine Nutzung z. B. eine Vorerwärmung des zu vergärenden Substrates. Hierfür kann jedoch parallel auch eine Wärmerückgewinnung aus den Gärresten vorgenommen
werden.
Die rückgewonnene Wärme könnte prinzipiell über eine weitere Temperaturanhebung über eine Wärmepumpe auch für das Wohnquartier verwendet werden. Nachteilig ist hierbei, dass die Nachfrage an Wärme
nicht konstant ist und z. T. versetzt zur Rückgewinnung der Wärme aus dem Grauwasser ist (z. B. morgendliches Duschen). Hinzu kommt eine jahreszeitliche Verschiebung, d. h. in den Wintermonaten mit
erhöhtem Wärmebedarf ist die Effizienz der Wärmerückgewinnung auf Grund der niedrigeren Temperaturen des auf dem Betriebshof ankommenden Grauwassers geringer. Insgesamt wird der Aufwand der Verwertung über eine Wärmepumpe jedoch als zu hoch angesehen, da der Temperaturunterscheid zwischen
der Grauwasserwärme und der benötigten Temperatur generell zu hoch ist.
Somit ergibt sich aus der Kombination der unsicheren, nicht vorhersehbaren und relativ niedrigen Grauwassertemperaturen auf dem Betriebshof sowie den geringen Verwertungspotentialen die Schlussfolgerung für HAMBURG WASSER, basierend auf dem derzeitigen Wissensstand keine zentrale Verwertung
der Grauwasserwärme in Betracht zu ziehen.
4.3.4 Dezentrale Grauwasser-Wärmenutzung
Alternativ zur Wärmenutzung auf dem Betriebshof durch HAMBURG WASSER kann die Rückgewinnung
der Grauwasserwärme auch an dezentralen Stellen, d. h. in den Gebäuden in denen das Grauwasser anfällt, vorgenommen werden. Da das separate Leitungsnetz für das Grauwasser in der Jenfelder Au schon
vorhanden ist, könnte durch einfache Installationen in den Wohngebäuden – insbesondere in solchen mit
mehreren Wohneinheiten – die Wärme des getrennt abgeleiteten Grauwassers über einen Wärmetauscher
z. B. für die Vorerwärmung des Trinkwassers für die Warmwasserbereitstellung genutzt werden. Bei einem
Pilotprojekt in Berlin (Nolde, 2012) konnte dem Grauwasser in den ersten Monaten zwischen 10 und
15 kWhth pro Kubikmeter entzogen werden und für die Vorerwärmung des kalten Trinkwassers genutzt
werden, bevor es im Blockheizkraftwerk auf 60 °C Endtemperatur erwärmt wurde. Die Effizienz ist hier u. a.
von der Temperatur des ankommenden Trinkwassers abhängig (zwischen 8 °C und 15 °C schwankend) –
d. h. in den kälteren Monaten, wenn das Trinkwasser mit niedrigeren Temperaturen ankommt, kann über
den Wärmetauscher eine höhere Rückgewinnungsrate erreicht werden.
Um dieses thermische Energiepotential zu nutzen, sollten daher Bauträger informiert und motiviert werden,
eine Wärmerückgewinnung z. B. zur Warmwasser-Vorerwärmung in ihren Gebäuden zu installieren. Bei
einem Wohngebäude mit 100 Bewohnern könnten so pro Tag zwischen 77 bis 115 kWhth aus dem Grauwasser zur Verfügung gestellt werden.
82
5.
TAP4: Strangüberwachung und Optimierung des Vakuumnetzes
5.1
Einleitung
Um das Schwarzwasser konzentriert zu erfassen und damit eine energetische und stoffliche Verwertung zu
ermöglichen, wird das Schwarzwasser in der Jenfelder Au durch Unterdruck aus den Toiletten abgesaugt
und anschließend zur Verwertungsanlage transportiert. Das System besteht aus drei wesentlichen Elementen: die Vakuumtoiletten in den Haushalten, die Vakuumtransportleitung in der Straße und die Vakuumstation (Vakuumerzeuger) im HW-Betriebshof. Die Dichtigkeit des Systems ist sehr wichtig, da eine undichte
Stelle einerseits einen erheblichen Energieverlust verursachen und andererseits zu einer Funktionsstörung
des ganzen Systems führen kann. Eine ausreichende Dichtigkeit wird nur gewährleistet, wenn das System
fachgerecht gebaut, gut überwacht und sorgfältig betrieben wird.
Aus technischer und wirtschaftlicher Sicht ist bei einer so großen Siedlung wie Jenfelder Au ein durchdachtes Strangüberwachungskonzept und eine energetische Optimierung unentbehrlich.
Im UmwelterlebnisPark Karlshöhe wurde im Jahr 2011 mit Unterstützung der Deutschen Bundesstiftung
Umwelt (DBU) eine Vakuumentwässerung errichtet, an der im Rahmen dieses Projektes einige Tests
durchgeführt werden konnten.
Parallel zur Planungsarbeit wurden im Rahmen des BMWi-Forschungsprojektes folgende praxisorientierte
Entwicklungsarbeiten durchgeführt:

Entwicklung eines Hausanschlussschachtes für die Vakuumleitung

Betriebstest der Reinigung von Vakuumleitungen mit den bei HAMBURG WASSER eingesetzten Spülwagen im UmwelterlebnisPark Karlshöhe

Konzept für die Strangüberwachung in der Jenfelder Au

Zur Überprüfung des Strangüberwachungskonzeptes wurden Unterdruckmessungen im UmwelterlebnisPark Karlshöhe durchgeführt

Optimierung der planerische Ausbildung des Vakuumnetzes in zwei unterschiedlichen Druckzonen (-0,7 bar und -0,5 bar) in der Jenfelder Au
Die gewonnenen Ergebnisse werden bzw. wurden bereits in die Planung des Vakuumrohrnetzes in der
Jenfelder Au mit eingebracht. Im Folgenden werden zunächst Erfahrungen aus einer existierenden Siedlung mit Vakuumentwässerung berichtet und dann die durchgeführten Arbeiten erläutert und diskutiert.
5.2
Dezember 2013
Erfahrungen aus Lübeck-Flintenbreite
In Lübeck-Flintenbreite wurde ein ähnliches Schwarzwassersystem mit Vakuumentwässerung mit einer
wesentlich geringeren Anzahl an Wohneinheiten errichtet. Geplant waren 90 Wohneinheiten (WE) im Endausbau und realisiert sind bis jetzt rund 50 WE mit etwa 120 Bewohnern.
Dort wird das häusliche Abwasser innerhalb der Wohnungen getrennt erfasst. Das leicht belastete Grauwasser wird über eine Gefälleleitung abgeleitet und zur Grauwasserbehandlungsanlage geführt. Das
Schwarzwasser wird mittels Vakuumnetz abgesaugt und zum Sammeltank geleitet. Durch den Einsatz von
Vakuumtoiletten, die einen sehr geringen Spülwasserverbrauch haben, kann das Schwarzwasser konzentriert gesammelt werden. Damit ist eine sinnvolle Verwertung möglich. Das Vakuumnetz wird nicht überwacht. Der Betreiber ist auf die Störmeldungen von den Einwohnern angewiesen. Die Vakkumstation befindet sich im Gemeinschaftsgebäude. Das Vakuumentwässerungssystem ist seit 10 Jahren in Betrieb.
Durch persönliche Befragung bei dem Betreiber und unserer Begleitung einer Kamera-Befahrung vor Ort
am 14. – 15.02.2012 wurden folgende Erkenntnisse gewonnen, die für die Planung in der Jenfelder Au mit
einem etwa 10-mal größeren Vakuumnetz berücksichtigt werden:

Es können Verstopfungen in der Vakuumleitung auftreten, die durch mechanische (z. B. Spülungen) sowie chemische Verfahren (z. B. Reinigung mit Säure) beseitigt werden können.

Eine regelmäßige Reinigung der Rohrleitung mit Säure zur Vermeidung und Beseitigung von
Inkrustationen sollte aus Umwelt- und Kostengründen vermieden werden.

Für einen sicheren Betrieb muss im Vakuumsystem ein Mindestunterdruck von -0,3 bar eingehalten werden. Ein zu hoher Unterdruck erhöht den Schallpegel bei der Toilettenspülung und
steigert den Energieverbrauch.

Eine schnelle Ortung von Defekten sollte durch eine systematische Strangüberwachung geschehen und somit Vorteile für einen wirtschaftlichen Betrieb bringen.
5.3
Aspekte der Instandhaltung
5.3.1 Entwicklung eines Hausanschlussschachtes für die Vakuumleitung
Nach dem Hamburger Abwassergesetz (HmbgAbwG) ist HAMBURG WASSER (Hamburger Stadtentwässerung) für die Abnahme von Abwässern ab der Grundstückgrenze (öffentlicher Bereich) zuständig. Auf
den Grundstücken ist die Entwässerung durch den Anlieger auszuführen (privater Bereich). Die private
Grundstückentwässerungsleitung wird über einen Hausanschlussschacht an die öffentlichen Siele angeschlossen. Nach dem HmbgAbwG ist der Grundstückseigentümer verpflichtet, den Hausanschlussschacht
im privaten Bereich zu errichten. HAMBURG WASSER muss ein Zugang gewährt werden.
84
Dezember 2013
Im Rahmen des BMWi-Projektes wurde für das in der Jenfelder Au geplante Schwarzwassersystem ein
ganz neuer Hausanschlussschacht für Vakuumleitungen entwickelt, der in Abbildung 45 zeichnerisch dargestellt ist. Der Schacht erfüllt als Funktionseinheit mit dem Kugelhahn die folgenden Funktionen:

Schließstelle (Kugelhahn) der Vakuumleitung zum privaten Bereich.

Die erste Funktion ist wichtig und notwendig, da eine größere Störung, z. B. Blockierung des
Vakuumventils eines WCs oder ein Rohrbruch der Vakuumleitung in einem Haus (einer Wohnung) das komplette Vakuumnetz lahmlegen kann. In solchem Fall muss die Vakuumleitung
zum Haus kurzfristig abgesperrt werden. Nach der Behebung der Störung kann der Benutzer
sofort wieder angeschlossen werden. Diese Sperrmöglichkeit ist auch für die Bauphase unabdingbar. Dadurch kann ein Neuanschluss (privater Bereich) an das bestehende Vakuumnetz
ohne Außerbetriebnahme des gesamten Vakuumsystems realisiert werden.

Zugang/Revisionsöffnung, z. B. für Reinigungsgeräte.

Des Weiteren dient der Hausanschlussschacht als Zugang für die Reinigung der Rohrleitungen.
Hierfür wird der Kugelhahn geschlossen und das XI-Stück (3) demontiert, damit der gesamte
Querschnitt genutzt werden kann. Von diesem Anschluss können die privaten Leitungen mit einem Spülwagen gereinigt bzw. mit einem Kanalfernauge (KFA) eine Begutachtung durchgeführt
werden. Bei einer Verstopfung kann es notwendig sein, dass durch ein Saugerfahrzeug das
Material, das zur Verstopfung geführt hat, einzeln entfernt wird. Dies dient auch der Vermeidung der Verstopfung des Gesamtsystems.

Messstelle zur Prüfung von Undichtigkeiten

Für die Überprüfung der Dichtigkeit wird der Kugelhahn geschlossen. Durch Anschluss eines
Druckmessgerätes an den Schacht kann die Dichtigkeit der Vakuumleitung im privaten Bereich
ge rüft werden. Hierzu wird Sto fen 2“ (5) ausgedreht und ein Standmanometer in der
ewin-
deöffnung 2“ angeschlossen. Die Unterdruck rüfung wird auch zur Ortung von Störungen eingesetzt.
85
Dezember 2013
Abbildung 45: Hausanschlussschacht für Vakuumsystem Jenfelder Au (HW)
Der Absperrkugelhahn wird zwischen Schacht und öffentlichem Vakuumnetz eingebaut
Der Bau dieses Hausanschlussschachtes durch den Grundstückseigentümer wird im Grundstückskaufvertrag festgeschrieben. Der Kugelhahn im öffentlichen Bereich wird von HAMBURG WASSER hergestellt.
Der Hausanschlussschacht und der Kugelhahn sind eine Funktionseinheit. Diese Konzeption ist vergleichbar der bei der Druckentwässerung. Hier werden zweckmäßig Pumpenschächte verwendet, die das
Schmutzwasser ins öffentliche Siel fördern.
Zu Demonstrationszwecken wurde von HAMBURG WASSER ein Modell des Hausanschlussschachts (ohne Kugelhahn) im Maßstab 1:1 gebaut (s. Abbildung 46).
Abbildung 46: Modell Hausanschlussschacht Revisionsöffnung mit Schacht DN 400 und Deckel
86
Dezember 2013
5.3.2 Überprüfung der Reinigung mit einem HW-Spülwagen
Nach den Betriebserfahrungen aus Lübeck-Flintenbreite ist die regelmäßige Reinigung der Vakuumleitung
erforderlich. In dem Zeitraum von 10 Jahren wurden mehrmals auch Reinigungen mit Säuren durchgeführt.
Die Firma Evac, die Vakuumtoiletten für Passagierschiffe liefert, bietet mittlerweile Reinigungsmittel für die
Vakuumleitungen an.
Ziel von HAMBURG WASSER ist es, die Vakuumleitungen in der Jenfelder Au so selten wie möglich chemisch zu reinigen, um Kosten und Arbeitszeit zu sparen und die Aufbereitung des Schwarzwassers nicht
zu beeinträchtigen. Durch Wasserspülung mit dem HAMBURG WASSER Spülwagen wird im späteren
Betrieb untersucht, ob auf eine chemische Reinigung ganz oder teilweise verzichtet werden kann. Um festzustellen, ob die Wasserspülung mit dem vorhandenen Spülwagen für den kleinen Rohrdurchmesser
durchführbar ist, wurden Testspülungen im UmwelterlebnisPark Karlshöhe in Hamburg durchgeführt.
Das Vakuumnetz des UmwelterlebnisParks Karlshöhe ist in dem Abbildung 47 dargestellt.
Abbildung 47: Vakuumnetz im UmweltErlebnisPark Karlshöhe
Die Vakuumstation befindet sich im Keller des gläsernen Heizhauses. Die Vakuumstation saugt über das
Vakuumnetz das Schwarzwasser direkt aus dem Ausstellungsgebäude (ehemals Stallgebäude), das
Schmutzwasser des Verwaltungsgebäudes (ehemals Gutshaus) und des Imkerhauses über den Vakuum-
87
Dezember 2013
schacht 1 und das Küchenabwasser der Gastronomie über den Vakuumschacht 2. Die Vakuumleitung hat
einen Durchmesser von DN 90, der auch der kleinste Rohrdurchmesser in der geplanten Siedlung Jenfeld
Au ist. Der Abstand zwischen der Inspektion und der Endinspektion beträgt ca. 60 m. In der Nähe der Inspektion befindet sich ein Sprung in der Vakuumleitung mit einer Sprunghöhe von 30 cm.
Am 01. März 2012 wurde durch HAMBURG WASSER ein Spülversuch mit einem Spülwagen durchgeführt.
Der Spülschlauch DN 50 mit der entsprechenden Spüldüse wurde von der Endinspektionsöffnung über den
Sprung problemlos zur Inspektionsöffnung gefahren. Die Spülung wurde ebenfalls in die umgekehrte Richtung ausgeführt. Damit konnte gezeigt werden, dass eine Wasserspülung in der Jenfeld Au durchführbar
ist, solange die Inspektionsöffnungen maximal 60 m auseinander sind und die Vakuumleitungen einen
Mindestdurchmesser von DN 90 aufweisen. Diese Erkenntnisse gehen in die Planung der Vakuumleitung
in der Jenfeld Au ein.
5.4
Strangüberwachung des Vakuumnetzes
5.4.1 Auswahl des Überwachungskonzeptes
Es wurden drei Varianten für die Unterdrucküberwachung mit externen Ingenieurbüros und Systemherstellern diskutiert:

Unterdrucküberwachung nur an den Vakuumtanks im Betriebshof, wie in Lübeck-Flintenbreite
(minimale Überwachung)

Überwachung an jeder Toilette und zusätzliche Unterdruckmessungen im Vakuumnetz (maximale Überwachung)

Unterdrucküberwachung im Vakuumnetz, die jeweils einem Netzabschnitt mit einer kleinen
Gruppe von Häusern/Wohneinheiten zugeordnet wird (intelligente Überwachung)
Die erste Variante ist nicht ausreichend. Mit der Unterdruckmessung an den Vakuumtanks können die
Vakuumpumpen geregelt gesteuert und der notwendige Unterdruck eingehalten werden. Durch einen Anstieg des Stromverbrauchs kann zwar erkannt werden, dass eine Störung (z. B. Leck, blockiertes Ventil,
o.ä.) im Vakuumnetz/-system existiert. Eine Problemortung ist jedoch nicht möglich und somit kann keine
sinnvolle Entscheidung für die Störungsbehebung getroffen werden.
Eine Überwachung der Vakuumtoiletten kann prinzipiell durch Unterdruckmessung oder Schallmessung an
den Toiletten erfolgen. Entsprechende Technologien befinden sich zurzeit in der Entwicklung, z. B. das
System VacuON der Fa. VacuSaTec Vakuum Sanitärtechnik GmbH. Diese zweite Variante ist jedoch sehr
aufwendig. Für die Jenfelder Au gibt es neben den Kosten noch folgende, momentan nicht lösbaren Probleme: Das Eigentum/die Platzierung der Messgeräte und das Zugangsrecht von HAMBURG WASSER zum
Haus. Außerdem wären für diese Variante noch Fragen des Datenschutzes zu klären. Nach den Erfahrungen aus Lübeck-Flintenbreite melden sich die Einwohner bei Störungen schnell bei dem Betreiber. Aus
88
Dezember 2013
diesem Grunde hat sich HAMBURG WASSER in der Jenfelder Au für die dritte Variante, die intelligente
Überwachung, entschieden.
Je 4-6 Wohneinheiten/Häuser werden einem Messdruckschalter im Vakuumnetz zugeordnet. Im Fall einer
Störung (fehlerhafte Evakuierung) soll der der Störung nahestehende Messdruckschalter zuerst reagieren
und eine Störmeldung ausgeben. Es wurde dementsprechend ein Überwachungskonzept mit insgesamt 81
Messdruckschaltern entwickelt. Das Konzept ist Abbildung 45 zu entnehmen.
Abbildung 45: Netzplan mit Zonenüberwachung des Vakuumleitungsnetzes
Im Bild sind die grünen Punkte die geplanten Messstellen. Die Zahl im grünen Kreis ist die Anzahl der angeschlossenen Wohneinheiten zwischen jeweils zwei Messstellen. Der Buchstabe B im roten Kreis kennzeichnet eine Belüftungsstelle mit Inspektionsöffnung. Der Buchstabe I im roten Kreis kennzeichnet jeweils
nur eine Inspektionsöffnung. Im ersten Bauabschnitt werden die rot markierten Vakuumleitungen ausgeführt. In den nachfolgenden Bildern sind die von einem Systemhersteller gemeinsam mit dem Planer und
HAMBURG WASSER entwickelte Messstelle und die Belüftungsstation eines Systemherstellers zeichnerisch dargestellt.
89
Dezember 2013
Abbildung 48: Messstelle für die geplante Strangüberwachung mit Messdruckschaltern
Der Sensor (3) überwacht den Unterdruck in der Leitung. Die Sensoren übertragen die Messdaten an das
Überwachungszentrum. Die Auswertung der Daten und die Entscheidung für die Problembeseitigung erfolgt im Überwachungszentrum. Prinzipiell gibt es zwei Typen von Sensoren, nämlich Druckschalter und
Druckmesser. Der Druckschalter gibt eine Alarmmeldung ab, wenn der eingestellte Druck, z. B. -0,3 bar
überschritten wird. Der Druckschalter reagiert im Millisekunden-Bereich. Gemäß der Zeitreihenfolge der
Reaktionen kann die Störstelle identifiziert werden.
Der Druckmesser misst den Druck kontinuierlich/analog. Die Messergebnisse werden digital erfasst. Durch
eine Druckmessung kann der Betriebszustand des Vakuumnetzes, z. B. die Dichtigkeit aufgezeichnet werden. Die Messstellen werden gleichzeitig als Revisionsöffnungen benutzt. d. h. von dort können z. B. auch
Reinigungen und Kamerabefahrungen ausgeführt werden.
Bei Versuchen im Mai 2012 und im Juni 2012 im UmwelterlebnisPark wurden die vorgesehenen Drucksensoren (sowohl Druckschalter als auch Druckmesser) getestet, um das für die Jenfelder Au geplante
Strangüberwachungskonzept zu überprüfen. Die Ergebnisse werden im Kapitel 5.4.2 erläutert.
90
Dezember 2013
Am Ende von langen Abzweigungen, an 8 Stellen im gesamten Vakuumnetz in Jenfelder Au, werden
Belüfterstationen angeordnet. Die Belüfterstationen haben folgende Aufgaben:

Aufrechthaltung des erforderlichen Unterdrucks im Netz,

Beseitigung von Ablagerungen, insbesondere in den Sprüngen und bei Armaturen,

Vermeidung von Geruchsentwicklung / Erfrischung des Schwarzwassers.
Die Belüftung erfolgt in der Regel zeitgesteuert gemäß festgelegter Zeit und Dauer. Abbildung 49 zeigt die
Belüfterstation, die in der Jenfelder Au eingesetzt werden soll.
Funktion der Belüftungsstation
Die Belüftung des Unterdruckssystems erfolgt automatisch. Gesteuert durch eine speicherprogrammierbare Steuerung (SPS) wird bei Erreichen eines Unterdrucks von -0,3 bar das Automatikprogramm angestoßen. Die Belüftung erfolgt impulsartig (2 min Luft, 5 min Pause). Bei erreichen eines Unterdrucks von -0,35
bar schaltet sich die Automatik aus. Läuft das Automatikprogramm länger als 10 Std. wird eine Störmeldung (Fehlfunktion Netz) abgesetzt.
Abbildung 49: Systemskizze der Belüfterstation für Jenfelder Au (Rödiger)
91
Dezember 2013
5.4.2 Überprüfung der Eignung des vorgeschlagenen Überwachungskonzeptes
Für die Vakuumleitung in der neuen Siedlung Jenfeld Au wurde ein Unterdrucküberwachungskonzept
(Strangüberwachung) geplant. Bei Störung soll die Strangüberwachung die Störstelle orten, so dass die
Störung schnell beseitigt werden kann. Da das Konzept in der geplanten Funktionsweise erstmals in
Jenfeld realisiert werden soll, ist eine Machbarkeitsprüfung sinnvoll. Der UmwelterlebnisPark Karlshöhe mit
dem Vakuumnetz für die Schwarzwasserentwässerung bot die Möglichkeit, das geplante Unterdrucküberwachungskonzept zu prüfen.
Im Mai 2012 wurden dazu in Karlshöhe, an zwei ca. 60 m auseinander liegenden Punkten (Revisionsöffnungen R1 und R2) Langzeitmessungen des Netzdrucks mit Messgeräten der Fa. Keller, Typ Plog, durchgeführt. Die mit einem Datenlogger aufgezeichneten Daten wurden in Excel ausgewertet. Es konnten keine
signifikanten Unterschiede der Druckkurvenverläufe festgestellt werden. Eine Aussage zum Unterschied
der Reaktionszeit an den beiden Revisionsöffnungen konnte so nicht festgestellt werden. Die verwendeten
Geräte messen den Unterdruck in je 1 bzw. 5 Sekundentakt. Eine feinere Einstellung der Zeit war nicht
möglich.
Es wurde eine weitere Versuchsreihe im Juni 2012 unter Beteiligung eines Systemherstellers durchgeführt.
Dabei wurden sowohl Druckmesser als auch Druckschalter eingesetzt. Die verwendeten Geräte sind der
folgenden Tabelle zu entnehmen.
Tabelle 18: Geräte für die Unterdruckmessungen bei den Versuchen im Juni 2012
Gerät
Typ
Hersteller
Druckschalter (R1)
Typ 901
Beck
Druckschalter (R2)
Typ PS. 00 5.2.2.2
Beck
pLog
Keller
Dupline Modul
Spec. 8118
Carlo Gavazzi
Kanalgenerator
Dupline Profibus-DP
(Abfrage Druckschalter)
Gateway G 3891 0020
2 Druckmessgeräte mit Datenlogger
(AEH 1 und AEH 2)
CPU (Central Process Unit) mit SPS
Carlo Gavazzi
313C-2 DP
Siemens
TP 170B Color
Siemens
(speicherprogrammierbarer Steuerung)
Touch Panel
Es wurden jeweils 1 Druckmessgerät in die Vakuumschächte (AEH 1 am Stallgebäude und AEH 2 am
Gutshaus) eingebaut. In der Revision 1 (Inspektion am Sprung) und in der Revision 2 (Endinspektion am
Gutshaus) wurde jeweils ein Druckschalter installiert (Lageplan s. Abbildung 50). Die Druckschalter waren
92
Dezember 2013
direkt verbunden mit dem Übertragungssystem Dupline an eine SPS Siemens / LOGO auf ein Ausgabegerät. Hier wurden die Auslösezeiten abgelesen.
Abbildung 50: Versuchsaufbau
Es wurden zwei Versuchsreihen mit einem identischen Ablauf durchgeführt. Für den Versuch wurden
künstliche Störfälle erzeugt. Die Störfälle je nach Zeitreihenfolge waren wie folgt:

Drastische Evakuierung des Unterdruckes durch einen händisch ausgelösten Vakuumeinbruch
an dem Vakuumschacht AEH2 am Gutshaus für 1 Minute.

Zwangsöffnung des Vakuumventils des Behinderten-WC im Stallgebäude für 1 Minute.

Drastische Evakuierung des Unterdruckes durch einen händisch ausgelösten Vakuumeinbruch
an dem Vakuumschacht AEH1 am Stallgebäude für 1 Minute.
Die Druckmessdaten wurden Vorort mit Hilfe der Software „MM grafik7“ der Fa. TECHNETICS auf Plausibilität geprüft und abgespeichert.
Die weitere Datenbearbeitung und -auswertung fand im Büro statt. Zur Datenbearbeitung wurde Microsoft
Excel eingesetzt.
93
Dezember 2013
Abbildung 51: Versuchsergebnisse 11.06.2012, 1. Versuchsreihe
Die aufgenommen Daten wurden grafisch ausgewertet und dargestellt.
Der Zeitpunkt der Auslösung der Druckschalter (R1 und R2) wurde in den Grafiken den einzelnen Ereignissen zugeordnet. Im Diagramm ist die blaue Kurve die Druckganglinie des Druckmessgerätes im Vakuumschacht des Küchenabwassers am Stallgebäude (AEH1) und die rote die Druckganglinie des Druckmessgerätes im Vakuumschacht des Schmutzwassers am Gutshaus (AEH2). Die eingetragenen Uhrzeiten sind
die Störmeldezeiten der Druckschalter A1 (Inspektion beim Sprung bei R1) und A2 (Endinspektion beim
Gutshaus bei R2). Die rote Farbe bedeutet eine Überschreitung des Unterdrucks von -0,3 bar und die
blaue Farbe die Unterschreitung des Unterdrucks von -0,3 bar.
Aus dem Diagramm (Abbildung 51) ist ersichtlich, dass die dem Auslöseort am nächsten liegenden Druckschalter immer zuerst ansprachen. Es konnte somit eine richtige Reihenfolge festgestellt werden. Von den
6 Ergebnissen lagen 2 im Sekundebereich (Vakuumeinbruch am Vakuumschacht A2 neben dem Gutshaus) und 4 im Millisekundenbereich.
Weiter konnte festgestellt werden, dass sich die Druckdifferenzzeiten überwiegend im Millisekundenbereich
bewegen.
Bei dem Ereignis Vakuumeinbruch am Gutshaus, Schacht A2, bei dem die Druckdifferenzzeit > 1 Sekunde
war, war die Anordnung des Druckschalters zum Auslöseort mit < 2 m sehr nah.
Das Phänomen, dass die Differenzzeiten in der Signalrückkehr bei den Druckschaltern in den Revisionen 2
und 1 mehrere Sekunden betragen, kann nur mit dem physikalischen Druckverhalten eines geschlossenen
94
Dezember 2013
Rohres erklärt werden (keine Beweglichkeit der Luftmoleküle). Die wiederholte Versuchsreihe (Versuch)
zeigte vergleichbare Ergebnisse, wie die erste Versuchsreihe, s. Abbildung 51.
Diese Ergebnisse bestätigen das in Kapitel 5.4.1 beschriebene Konzept einer Strangüberwachung mit
Druckschaltern. Zusätzlich sollen flexibel einsetzbare Druckmessgeräte angeschafft werden. Damit lassen
sich dann, den Gegebenheiten angepasst, analoge Druckmessungen durchführen und aufzeichnen. Wie
häufig die Druckmessungen gemacht werden, wird später in der Praxis festgelegt.
5.5
Optimierung der planerischen Ausbildung des Vakuumnetzes
Die Vakuumstation ist für die Vakuumlieferung zuständig. Sie sorgt dafür, dass in allen Stellen des Vakuumnetzes ein Mindestunterdruck eingehalten wird. Das Vakuumnetz wird in drei Stränge geteilt. Die Stränge sind mit Farben gekennzeichnet. Strang 1 hat die rote Farbe, Strang 2 die blaue Farbe und Strang 3 die
grüne Farbe.
Das Erschließungsgebiet ist im Südosten am höchsten und im Nordwesten am tiefsten. Der Betriebshof
von HAMBURG WASSER liegt auf einer Höhe von +21,70 mNN. Die Geländehöhe am Ende des Stranges
1 beträgt +18,75 mNN. Hier handelt es sich um den längsten Strang von 875 m. Der hydrostatische Verlust
für diesen Strang 1 beträgt 3,66 m H2O, also 0,37 bar. Die Druckverluste des Strangs 2 betragen bei 1,48
m H2O gleich 0,15 bar und die Druckverluste des Strangs 3 bei 0,86 m H2O gleich 0,09 bar.
Um einen mindesten Unterdruck von -0,3 bar einzuhalten, müssen die Tanks der Vakuumstation auf -0,7
bar betrieben werden. Die Endunterdrücke der Stränge 2 und 3 wären dann sehr hoch und lägen bei jeweils -0,55 bar bzw. -0,61 bar. Die Ziffern mit roter Farbe zeigen die Druckverhältnisse des Vakuumnetzes,
wenn die beiden Vakuumtanks mit einem Unterdruck von -0,7 bar befahren werden (s. Abbildung 52).
95
Dezember 2013
Abbildung 52: Plan des Vakuumnetzes mit Vakuumtankunterdruck und Endunterdruck
Diese Betriebsweise (-0,7 bar) hat folgende Nachteile:

Höhere Stromverbrauch der Vakuumstation

Stärkere Schallemission an den Toiletten
Um eine Redundanz für die Vakuumstation zu schaffen, werden zwei Vakuumtanks verwendet. In Reinigungs- und Wartungsfällen kann ein Tank außer Betrieb genommen werden und das ganze Gebiet mit
einem Vakuumtank versorgt werden. Eine Lösung mit den hydrostatischen Differenzen umzugehen ist, die
beiden Tanks mit verschiedenen Unterdrücken zu betreiben. Siehe hierzu Abbildung 52, die Betriebsdrücke in schwarzen Zahlen. Es wurde eine Berechnung gemäß DIN 12109 und DIN EN 1091 (annähernd)
durchgeführt (s. Kapitel 9.1: Anlage zu TAP4: Berechnungen zur Vakuumstation nach DIN 12109 und DIN
EN 1091).
Durch die angepasste Betriebsführung (2 Tanks, 2 Drücke) kann der gesamte Stromverbrauch für die Vakuumstation von 18.200 kWh/a auf 13.400 kWh/a reduziert werden. Dies entspricht einer Reduzierung von
ca. 26 % des Stromverbrauches. Aufgrund dieser Erkenntnisse ist geplant, den Strang 1 mit einem Unterdruck von -0,7 bar und die Stränge 2 und 3 mit einem Unterdruck von -0,45 bar zu fahren.
96
6.
TAP5: Weiterentwicklung des HWC Konzeptes mit der Propelair-Toilette
6.1
Einleitung
®
In der Jenfelder Au ist das HAMBURG WATER Cycle Konzept mit einer Erfassung des Schwarzwassers
über Vakuumtoiletten geplant, da diese im Vergleich zu den handelsüblichen Toiletten, die 6 Liter pro Spülung verbrauchen, mit nur ca. 1 Liter Spülwasser auskommen. In diesem Teilprojekt wird eine alternative
Erfassung mit der Propelair-Toilette überprüft, da diese nur ca. 1,5 Liter benötigt und der Transport des
Schwarzwassers im öffentlichen Bereich zum Betriebshof nicht unbedingt über Vakuum erfolgen muss. Es
wird untersucht, ob der Einsatz der Propelair-Toilette für die Sammlung von Schwarzwasser in der
Jenfelder Au möglich wäre und welche Transportalternativen zu Vakuum im öffentlichen Bereich existieren
und wie diese im energetischen und ökonomischen Vergleich zu zwei Referenzszenarien zu bewerten
sind.
6.2
Propelair-Toilette
6.2.1 Entwicklung
Die Propelair-Toilette wurde in England von Garry Moore entwickelt und wird aktuell in Zusammenarbeit
mit Phoenix Development produziert (Patentanmeldungen WO 2006/043042 A1, 2006; GB 2419377 A,
2006; WO 2007/031724 A1, 2007; US D465,562 S, 2002; siehe Kapitel 9.2, Anlage I: Patente zur
Propelair-Toilette). Von dem britischen Water Research Center (WRc) wurden verschiedene Untersuchungen mit der Propelair-Toilette durchgeführt (Gormley, et al., 2006; Littlewood et al., 2007; WRc-NSF Ltd.,
2007; Waylen, 2006).
Testmodelle wurden im Water Research Centre (WRc) in Swindon sowie in einem Privathaushalt installiert,
damals noch als Ausführung in glasfaserverstärktem Kunststoff. Seit März 2009 wird jeweils ein Prototyp
auf der Herren- und Damentoilette des Greenwich Councils betrieben. Bei dieser Ausführung handelt es
sich um Keramikmodelle, die Toiletten sind jedoch vorläufige Modelle aus der Anfangsproduktion, so dass
nicht die volle erwartete Spüleffizienz erreicht wird.
Die Marktreife der Propelair-Toilette war ursprünglich für Frühjahr 2011 erwartet, hat aber deutlich länger
gedauert. Die zwei für dieses Eneff:Stadt-Forschungsprojekt bestellten Toiletten wurden ursprünglich Ende
2011 erwartet, trafen aber erst im Herbst 2012 ein. Aufgrund technischer Probleme wurden diese im Mai
2013 noch einmal ausgetauscht. Aus diesem Grund wurde dieses Projekt um ein halbes Jahr bis Juni 2013
verlängert, um praktische Versuchsergebnisse mit der Propelair-Toilette in das Projekt einbringen zu können.
Dezember 2013
6.2.2 Funktionsweise
Die Spülung der Toilette funktioniert über ca. 0,5 Liter eingespritztes Wasser und direkt im Anschluss
eingedüste Luft, die über einen Drehkolbenverdichter (air displacement unit) angesaugt und über Düsen in
die geschlossene Toilette gedrückt wird. Das Luftvolumen drückt den Toiletteninhalt aus der Schüssel in
den Rohranschluss bzw. in die Kanalisation. Der Überdruck beträgt nach Herstellerangaben ca. 0,04 bar.
Am Ende des Spülvorgangs wird der Geruchsverschluss mit ca. 1 Liter Wasser aufgefüllt. Somit werden
insgesamt rund 1,5 Liter Wasser pro Spülvorgang benötigt. Der Spülwasserbedarf könnte nach Angaben
der Entwickler durch Änderung des Designs des Geruchsverschlusses – also der Keramikschüssel – auf
bis zu 0,9 Liter reduziert werden (Moore, 2012).
Nach Angaben der Hersteller ist das Spül- und Reinigungsvermögen größer als bei herkömmlichen Toilet3
ten. Testberichte der britischen Wasserregulierungsbehörde zur Einhaltung der nach DIN EN 997:2003
erforderlichen Spülleistung sind verfügbar und positiv (WRc-NSF Ltd., 2007; Propelair, 2013).
Die Anschlussleitung sollte einen Durchmesser von 50 mm, die Sammelleitung einen Durchmesser von
maximal 75 mm haben. Tests ergaben, dass der Luftdruck ausreicht, um das Abwasser mindestens genauso gut zu transportieren wie bei Spülungen durch herkömmliche WCs (Littlewood et al, 2007). Jedoch
legen Feststoffe durch den ersten Spülvorgang eine Distanz von weniger als 10 m zurück (WRc-NSF,
2007, Littlewood et al., 2007). Die Übergabe in ein Schwemmkanalsystem erfolgt nach Herstellerangaben
problemlos über die Erweiterung des Rohrdurchmessers. Die Geräuschentwicklung bei der Spülung des
Prototypen wird von den Herstellern mit 65 dB angegeben; ein Wert der deutlich unter der Geräuschentwicklung bei der Spülung einer Vakuumtoilette liegt.
Der Stromverbrauch für die Spülung beträgt rund 1000 Joule. Ausgehend von 6 Spülungen pro Person und
Tag entspricht dies einem Stromverbrauch von 0,6 kWhel pro Person und Jahr. Die Spüleinheit kann über
einen direkten Stromanschluss oder über eine Batterie versorgt werden. Auch ein manueller Betrieb für
Gegenden mit unregelmäßiger Stromversorgung ist möglich. Es muss kein externer Wasserdruck vorhanden sein, so dass auch Zisternenwasser genutzt werden könnte.
Abbildung 53: Prototyp der Propelair-Toilette, installiert im Greenwich Council (eigene Fotos, 2011)
3
W.R.A.S – Water Regulation Advisory Scheme.
98
Dezember 2013
Die Anlagenkomponenten werden auf 250.000 Spülungen ausgelegt; dies entspricht in einem VierPersonen-Haushalt einer Lebensdauer von ca. 25 - 30 Jahren.
Um die Propelair-Toilette besser beurteilen zu können, wurden im Rahmen dieses Projektes eigene Untersuchungen bei HAMBURG WASSER durchgeführt.
Die Untersuchungen zielten darauf ab, einerseits die Spüleffizienz der Toilette zu testen und andererseits
®
potentielle Auswirkungen auf das Gesamtsystem des HAMBURG WATER Cycle (HWC) und seiner Teilkomponenten abzuschätzen.
Abbildung 54: Teststand mit Propelair-Toiletten bei HAMBURG WASSER
Da die Toiletten zunächst nicht verfügbar waren, wurde mit theoretischen Überlegungen zum Transport
des mit der Propelair-Toilette gesammelten Schwarzwassers im öffentlichen Raum im Stadtquartier
Jenfelder Au, also vom Übergabepunkt der Grundstücksentwässerung hin zum Betriebshof von HAMBURG WASSER, begonnen. Nach Auswahl und technischer Auslegung von vier alternativen Transportsystemen für das mit Propelair-Toiletten gesammelte Schwarzwasser (siehe Kapitel 6.4) wurden diese energetisch und ökonomisch bilanziert und mit zwei Referenzsystemen verglichen (siehe Kapitel 6.6 und 6.7).
Auch wurde Anfang 2012 ein Teststand für die beiden Toiletten gebaut und zunächst für Tests zum Transport hochkonzentrierten Schwarzwassers ohne die Toiletten genutzt. Mit den im Herbst 2012 gelieferten
Propelair-Toiletten wurden dann innerhalb von 4 Monaten eine Reihe von Versuchen durchgeführt und
ausgewertet (siehe Kapitel 6.3.2 und Kapitel 9.2, Anlage II: Versuche zur Propelair-Toilette).
6.2.1 Praxistest
Abschließend wurde eine Propelair-Toilette auf ihre Praxistauglichkeit hin untersucht. Hierzu wurde im Juni
2013 ein Prototyp der Toilette bei HAMBURG WASSER in Hamburg-Rothenburgsort neben dem Betriebsrestaurant in der Herrentoilette eingebaut (siehe Abbildung 55) und eine Umfrage zur Nutzerakzeptanz
durchgeführt. Die Ergebnisse sind im Folgenden zusammengefasst.
99
Dezember 2013
Abbildung 55: Propelair-Toilette, installiert in Herrentoilette bei HAMBURG WASSER
Der Spülkasten wurde mit einer Holzwand verkleidet und die Toilettenkabine mit Informationen zur Funktionsweise der Propelair-Toilette und ihrem innovativen Charakter versehen. Unternehmensintern wurde
über die Mitarbeiter-Zeitung und im Intranet über die Toilette informiert und zur Nutzung aufgefordert.
Der Wasserverbrauch wurde digital erfasst und über einen Zeitraum von zwei Monaten ausgewertet. Dabei
wurde festgestellt, dass der Wasserverbrauch der Propelair-Toilette durchsschnittlich bei 1,4 L pro Spülung
und damit leicht unter den vom Hersteller angegebenen und in die nachfolgenden Berechnungen eingeflossenen 1,5 L liegt.
Die Nutzungshäufigkeit der Toilette zeigt Abbildung 56. Hieraus ergibt sich eine durchschnittliche Nutzung
von fünfmal pro Tag bzw. etwa 100 Mal im Monat.
Abbildung 56: Nutzungshäufigkeit der Propelair-Toilette bei HAMBURG WASSER
100
Dezember 2013
Die Nutzerakzeptanz wurde über einen Fragebogen abgefragt und ausgewertet. Beurteilt wurden die Bedienung der Toilette, die Spülleistung, die Lautstärke, das WC-Design und ob die Nutzer sich vorstellen
könnten, eine Propelair-Toilette bei sich zu Hause einzubauen. Die Kriterien wurden in jeweils vier Abstufungen von sehr gut bis schlecht bewertet. Die Auswertung basiert auf 19 Rückmeldungen zur PropelairToilette.
Insgesamt wurde die Toilette gut beurteilt, aber dennoch haben die Nutzer auch Kritikpunkte und Skepsis
geäußert:

Die Bedienung wurde als einfach bis sehr einfach beurteilt, wobei ein Hinweis, dass der Deckel
zum Spülen verschlossen sein muss, notwendig ist.

Die Spülleistung wurde als sehr gut bewertet.

Das WC-Design wurde als gut beurteilt, wobei folgende Kritik am Verschluss geäußert wurde:
Schlechtes Einrasten des unhygienischen Griffs und Vibration des Deckels beim Spülvorgang.

Die Toilettenlautstärke wurde als eher unangenehm empfunden. In dem Zusammenhang ist anzumerken, dass der provisorische Einbau hinter einer Holzverkleidung insgesamt lauter ist als wenn
der Toilettenspülkasten endgültig hinter der Wand eingebaut wird.

Bezüglich der Eigenanschaffung waren die Nutzer eher skeptisch, da es sich um einen Prototypen
handelt, für den es keine Standard-Ersatzteile gibt. Auch die Vibration des Deckels, die Lautstärke,
die Reinigungsfähigkeit und der aufwendige Einbau der Toilette sowie mögliche Rohrverstopfungen und der Strombedarf wurden als Bedenken genannt.
Das Gesamturteil der Nutzer der Toilette war gut, wobei noch Verbesserungspotentiale aufgezeigt wurden.
Die Toilette erwies sich als robust und konnte über einen Zeitraum von fünf Monaten ohne Zwischenfälle
genutzt werden.
6.3
Schwarzwassersammlung im Haus mit der Propelair-Toilette
Nach DIN 12056-2 werden vier Systemtypen bei Anschlussleitungen in der Hausinstallation für Schmutzwasser unterschieden. Schutzwasser umfasst Grauwasser und Schwarzwasser, das in der Regel zusammen abgleitet wird. In dem in Deutschland üblichen System I (siehe Abbildung 57) werden die einzelnen
Sanitäreinrichtungen gemeinsam an eine Sammelanschlussleitung angeschlossen, welche in eine Fallleitung mündet. Der Füllungsgrad h/d der Einzelanschlussleitungen beträgt 0,5. System II (siehe auch Abbildung 57) unterscheidet sich von System I nur durch den höheren Füllungsgrad h/d von 0,7. Bei dem in
England häufig verwendeten System III (siehe Abbildung 58) hingegen wird jede Sanitäreinrichtung separat
an die Fallleitung angeschlossen. Die Einzelanschlussleitungen dürfen einen Füllungsgrad h/d von 1,0
besitzen. System IV (siehe Abbildung 59) setzt getrennte Fallleitungen für Grauwasser und Schwarzwasser
ein und kann die Füllungsgrade der Systeme I bis III verwenden.
101
Abbildung 57:
System I und II (IKZ, 2009)
6.3.1
Dezember 2013
Abbildung 58:
System III (IKZ, 2009)
Abbildung 59:
System IV (IKZ, 2009)
Feststofftransport im Schwarzwasser von der Propelair-Toilette zum Übergabeschacht
Um zu ermitteln, ob es möglich ist, das mit Propelair-Toiletten gesammelte hoch konzentrierte Schwarzwasser samt der darin enthaltenen Feststoffe sicher aus dem Haus und bis zu einem Übergabepunkt zu
transportieren, und worauf bei der Hausinstallation zu achten ist, wurde zunächst Literatur ausgewertet.
Hierbei wurden die folgenden Erkenntnisse gewonnen:

Die Form von deformierbaren Feststoffen beeinflusst die Transportbedingungen und Reibungskräfte unter Berücksichtigung des Leitungsquerschnitts (Swaffield, 2010).

Der wichtigste Parameter des Feststofftransportes mit der Propelair-Toilette ist das Wasservolumen hinter den Feststoffen (Swaffield, 2010).

Zu Beginn des Transports ist die Fließgeschwindigkeit des Wassers ungefähr gleich der Transportgeschwindigkeit der Feststoffe. Wenn sich die Feststoffgeschwindigkeit Null annähert, kann
das Wasser, abhängig von einer möglichen Blockade, an den Feststoffen vorbei fließen. Während
die Feststoffgeschwindigkeit abnimmt, staut sich das Wasser hinter den Feststoffen und
schwemmt diese voran, bis das Wasser an den Feststoffen vorbei fließt (Swaffield, 2010).
Weitere Untersuchungen zur Transportdistanz von Feststoffen in Rohrleitungen wurden von Veritec Consulting Inc (Gauley, 2005) und dem britischen Water Research Center (WRc) (Fisher, 2010) durchgeführt.
Bei beiden wurde gemessen, wie weit Feststoffe in Rohrleitungen transportiert werden, in Abhängigkeit von
dem verwendeten Toilettentyp, dem Spülvolumen, dem Rohrdurchmesser und -gradienten. Die Teststücke
konnten mit der ersten Spülung, abhängig von den zuvor genannten Parametern, zwischen 1 m und 20 m
transportiert werden. Die Untersuchungen zeigten, dass die Transportdistanz im Allgemeinen mit größerem
Spülvolumen, einem stärkeren Gefälle der Rohrleitungen und geringerer Feststoffmenge zunahm. Weiterhin wurde festgestellt, dass geringere Rohrdurchmesser, 75 mm für normale Toiletten und 50 mm für die
Propelair-Toilette, zu einem besseren Feststofftransport führten als 100 mm-Rohre (Fisher, 2010; Gauley,
2005; Littlewood, 2007). Abschließend wurde gezeigt, dass das Design der Toilette ebenfalls eine wichtige
Rolle bei der Transportdistanz der Feststoffe spielt (Gauley, 2005).
102
Dezember 2013
Eine Zusammenfassung dieser Untersuchungen mit genaueren Informationen zu den Versuchen und deren Ergebnissen befindet sich in Kapitel 9.2, Anlage III: Zusammenfassung der Untersuchungen zu Feststofftransportdistanzen mit verschiedenen Toiletten und Versuchsbedingungen.
Auf diesen Erkenntnissen aufbauend wurde im Rahmen dieses Projektes ein umfangreiches Versuchsprogramm durchgeführt, dessen Ergebnisse im Folgenden zusammengefasst werden.
6.3.2
Versuche Hausinstallation mit Propelair-Toiletten
Um eine Abschätzung darüber zu machen, ob die Propelair-Toilette anstelle der Vakuumtoilette in dem
®
HAMBURG WATER Cycle in der Jenfelder Au die Schwarzwassersammlung übernehmen kann, wurde in
einem Versuchsraum auf dem Gelände der Kläranlage Köhlbrandhöft von HAMBURG WASSER ein Teststand mit zwei Propelair-Toiletten aufgebaut.
Dort wurden Vorversuche und zwei Reihen von Vertiefungsversuchen zur Untersuchung des Feststofftransports, in Abhängigkeit von den Parametern Rohrdurchmesser, Gefälle der Grundleitung, Probengewicht, Probenkonsistenz und Länge der Fallleitung durchgeführt. Zudem wurde die Auswirkung von Sprüngen in einer DN 50-Grundleitung untersucht, die in der Verlegung von Vakuumsystemen üblich sind. Außerdem wurde in einer Versuchsreihe eine Drainwave in die Grundleitung eingebaut, um den Weitertransport durch die Schwallspülung zu testen.
Aus den Versuchsergebnissen wurden dann vorläufige Ergebnisse abgeleitet, welche Hausinstallation
gewählt werden müsste, um die Propelair-Toiletten in der Jenfelder Au einzubauen. Allerdings ist darauf
hinzuweisen, dass einerseits die getesteten Propelair-Toiletten Prototypen waren, die nicht immer einwandfrei funktionierten (vgl. Kasten) und andererseits die Aufbauvarianten der Versuche nicht der Norm
DIN 1986-100:2008 entsprachen.
Bei den durchgeführten Versuchen wurde festgestellt, dass die Propelair-Toilette noch fehleranfällig ist,
insbesondere hinsichtlich der Elektronik, des Kompressors, der Füllstandsregelung und der Stromversorgung mit dem Akku. Auch sollten die aus Plastik gefertigten Bauteile des Wassereinlaufs im Spülkasten
und die Hülle der Schaltplatine verbessert werden. Durch die nicht hinreichende Abdichtung der Toilettenschüssel zum Deckel ging ein Teil des Luftdrucks und damit der Reinigungs- und Transportleistung verloren. Der Klemmriegel klappert beim Spülvorgang.
Ziel war es, grundsätzlich zu testen, ob ein Schwarzwassertransport mit Propelair-Toiletten in der Hausinstallation möglich ist und wenn ja, auf welche Rahmenbedingungen geachtet werden muss.
Die Aufbauten sowie die Versuchsergebnisse sind in Kapitel 9.2, Anlage II: Versuche zur Propelair-Toilette
ausführlich beschrieben und ausgewertet.
Die Vertiefungsversuche I haben gezeigt, dass das Probengewicht, die Probenkonsistenz und eine Höhendifferenz zweier Propelair-Toiletten keine größeren Auswirkungen auf die Transportdistanzen haben. Der
103
Dezember 2013
Rohrdurchmesser der Grundleitung, die Entlüftung des Systems und Vollfüllungen des DN 50-Schlauchs
(Grundleitung) hingegen haben einen deutlichen Einfluss auf den Feststofftransport. Diese Einflüsse wurden daher in den weiteren Versuchen näher untersucht.
Die Vertiefungsversuche II haben gezeigt, dass die mit der Propelair-Toilette erreichten Transportdistanzen
mit einer DN 75 Anschlussleitung mit Entlüftung und einer DN 110 Fall- und Grundleitung deutlich schlechter sind als die eines 6 L-WCs bei gleichem Versuchsaufbau (vgl. Abbildung 62). Zudem sollte als Anschlussleitung eine DN 50-Leitung gewählt werden, da nur so bereits mit einer Spülung ein sicherer Feststofftransport bis zur Fallleitung erreicht werden konnte. Die weiteren Vertiefungsversuche haben gezeigt,
dass der Feststofftransport der Propelair-Toilette mit einem DN 50-Leitungssystem deutlich besser ist als in
Leitungen größerer Nennweiten (DN 75, DN 110). Die erreichten Transportdistanzen schwankten sehr
stark während der Versuche, vermutlich hauptsächlich durch unterschiedlich gutes Abdichten des Toilettendeckels verursacht.
Zudem hat die Auswahl der Teststücke einen starken Einfluss auf die erreichbaren Transportdistanzen. Die
Teststücke mit Gummihaut wurden deutlich weiter transportiert als die Teststücke ohne Gummihaut.
Weiterhin sollte die Propelair-Toilette möglichst in einem DN 50-System ohne Entlüftung angeschlossen
werden, da nur dann der Luftdruck der Toilette zu einem Weitertransport der Feststoffe in der Grundleitung
führen kann. In einem System mit Entlüftung kann nur der Wasserdruck die Feststoffe in der Grundleitung
weiter transportieren.
Wenn ein Sprung in die DN 50-Grundleitung eingebaut wird, muss dieser so optimiert werden, dass der
Nutzen größer ist als der Energieverlust beim Transport. Ansonsten sollte eine Grundleitung ohne Sprung
vorgezogen werden.
Drainwave
In einem HWC-System unter Einsatz der Propelair-Toilette wird es mit einer Grundleitung DN 110 mit einem Gefälle zwischen 0,5 % und 1 % zu Ablagerungen von Feststoffen in der Leitung kommen, wie die
Vor- und Vertiefungsversuche gezeigt haben. Es wurde daher die Wirkung einer Schwallspülung durch
eine Drainwave zum Weitertransport des konzentrierten Schwarzwassers untersucht.
Die Drainwave besteht aus einem Zwischenspeicher mit einem Füllvolumen von etwa 10 L. Der beweglich
gelagerte Kippkübel wird bei Erreichen des maximalen Volumens durch Schwerkraft ausgelöst und gibt das
Schwarz- oder Schmutzwasser als Schwallspülung in die Leitung (siehe Abbildung 60).
Abbildung 60: Funktionsweise der Drainwave (Ducane, 2012)
104
Dezember 2013
Dabei bleibt jeweils ein Rest Abwasser in der Drainwave zurück, sodass für die nächste Füllung nur noch
etwa 9,5 L Wasser zum Auslösen benötigt werden. Laut Hersteller wird so die Ablagerung von Feststoffen
nach 2 m bis 3 m hinter der Fallleitung vermieden und bei einem Gefälle von 1 % weitere 25 m zum Siel
geschwemmt. Für die Versuche des Herstellers wurden das australische und das britische Standardteststück eingesetzt (Wiggler bzw. Westminster Solid) (Fisher, 2010).
Drainwave-Versuchsergebnisse:
Die Versuche bei HAMBURG WASSER mit der Drainwave haben gezeigt, dass die Feststofftransportdistanzen weniger gut waren als erwartet und als vom Hersteller angegeben. Die Teststücke ohne
Gummihaut blieben teilweise in der Drainwave kleben und konnten nur mit weiteren 9,5 L-Spülungen heraus befördert werden. Die maximal erreichte Transportdistanz bei der ersten Drainwave-Schwallspülung
wurde mit den Teststücken mit Gummihaut bei einem Gefälle der DN 110-Grundleitung von 1 % erreicht
und betrug 9,1 m (siehe Kapitel 9.2, Anlage II, Abschnitt II.7.4, V2.3b). Die erreichbaren Distanzen scheinen stark von den verwendeten Teststücken abhängig zu sein. Die unterschiedlichen Gefälle der Grundleitung von 0,5 % und 1 % haben für den Feststofftransport (Länge der verwendeten Grundleitung: 17 m)
keine unterschiedlichen Transportdistanzen ergeben. Auch der Einfluss von Toilettenpapier kann beim
Feststofftransport mit der Drainwave vernachlässigt werden.
6.3.3 Schlussfolgerungen für die Hausinstallation
Aus den Ergebnissen lassen sich erste Schlussfolgerungen für die Hausinstallation der Propelair-Toilette
®
im HAMBURG WATER Cycle ableiten. Als Referenzszenario dient der Versuch V1.6 (siehe Kapitel 9.2,
Anlage II, Abschnitt II.5.1, V1.6), in dem ein 6 L-WC simuliert wurde (Aufbau siehe Abbildung 61).
Abbildung 61: Aufbau des Referenzszenarios 6 L-WC mit DN 75 + DN 110-Leitungen
105
Dezember 2013
Die Anschlussleitung wurde mit einem DN 75-Rohr realisiert, das in etwa der in DIN 1986-100:2008 für
4
Einzelanschlussleitungen von 4,0 L-WCs geforderten Nennweite von DN 80 entspricht. Die Fall- und
Grundleitungen wurden gemäß DIN 1986-100:2008 als Sammelleitung in DN 110 ausgeführt. Das System
ist belüftet.
Die in diesem System mit einem 6 L-WC erreichten Transportdistanzen sind in Abbildung 62 im Vergleich
zu den wesentlichen anderen Aufbauten gezeigt. Die Ergebnisse sind Mittelwerte der Transportdistanzen
aus je zwei Versuchswiederholungen und jeweils zwei Teststücken, die für jeden Versuch eingebracht
wurden.
Abbildung 62: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen
in den Versuchen V3.1a, V3.2a, V1.7, V1.4b, V1.6 und V1.7+V2.3a (Aufbau: Anschlussleitung DN 50 bzw.
DN 75, Grundleitung DN 50 bzw. DN 110 mit/ohne Drainwave (nach 1 m), Gefälle Grundleitung 0,5 % bzw.
1 %, Teststücke ohne Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen) (siehe Kapitel 9.2, Anlage II,
Abschnitt II.9)
Die Ergebnisse der Versuchsreihen haben gezeigt, dass im DN 50-System, wie in Abbildung 63 gezeigt,
der beste Feststofftransport erfolgt.
4
DN 75 Leitungen waren nicht verfügbar.
106
Dezember 2013
Abbildung 63: Empfohlener Aufbau 1 als DN 50-System mit bzw. ohne Entlüftung
Bei größeren Rohrdurchmessern für die Anschlussleitung (DN 75 oder DN 50 mit Übergang zu DN 110)
werden die Feststoffe nicht sicher bis zur Fallleitung (im Aufbau ca. 2,7 m) transportiert. Wenn die Grundleitung in DN 110 mit einer Anschlussleitung der Toilette in DN 50 oder DN 75 (mit Entlüftung) verlegt wird,
ist der Feststofftransport deutlich schlechter als in einem reinen DN 50-Leitungssystem.
In einem DN 50-System kann eine Entlüftung verwendet werden, da die Feststoffe durch den Wasserdruck
bei jeder Spülung weitertransportiert werden. Ohne Entlüftung kann allerdings auch der Luftdruck der
Propelair-Toilette die Feststoffe mit hohem Tempo weitertransportieren, sodass noch deutlich größere
Transportdistanzen erreicht werden als in dem DN 50-System mit Entlüftung.
Neben der Anschluss- und Fallleitung sollten auch für die Grundleitung DN 50-Rohre verwendet werden.
Wenn dies nicht möglich ist und die Verwendung eines entlüfteten Systems mit DN 110-Grundleitung geplant wird, kann über den Einbau einer Drainwave nachgedacht werden. Die Versuche konnten zwar die
Herstellerangaben bezüglich der mit der Drainwave erreichbaren Transportdistanzen von 25 m nicht bestätigen, allerdings kann dies auch an den verwendeten Teststücken gelegen haben, die sehr klebrig waren.
Wenn mit der Drainwave entsprechend gute Transportdistanzen erreicht werden, sollte die Hausinstallation
in Anlehnung an den in Abbildung 64 gezeigten Versuchsaufbau erfolgen.
Abbildung 64: Empfohlener Aufbau 2 mit Anschlussleitung DN 50 oder DN 75
und Grundleitung DN 110 mit Drainwave
107
Dezember 2013
Für die Anschlussleitung sollte weiterhin der Rohrdurchmesser DN 50 verwendet werden, da dann die
Feststoffe sicher bis zur Fallleitung transportiert werden. In den Vorversuchen (Versuche Nr. 2, 10, 13, 14),
Vertiefungsversuchen I (V0.1) und Vertiefungsversuchen II (V1.7) konnten Transportdistanzen in der
Grundleitung (DN 110) ab der Fallleitung gemessen werden, bei denen die Propelair-Toilette mit einer DN
50-Anschlussleitung verbunden war. Die Transportdistanzen bei der ersten Spülung variieren zwischen
0,1 m und 2,5 m, wobei bis zur sechsten Spülung Transportdistanzen von 3 m bis 5,5 m erreicht wurden.
Daher sollte die Drainwave so dicht wie möglich an der Fallleitung eingebaut werden.
In den Versuchsreihen wurde für die folgenden Parameter kein oder nur ein geringer Einfluss auf den Feststofftransport festgestellt:

Schlauch gegenüber Rohr im DN 50-System (Anschluss-, Fall- und Grundleitung in DN 50),

Unterschiede im Probengewicht (150 g vs. 250 g und ca. 250 g bis 330 g),

Probenkonsistenz (weich, mittel, trocken),

Wartezeit zwischen Spülungen von 10 Minuten,

Menge an Toilettenpapier (insbesondere bei Teststücken mit Gummihaut und Transport durch
Drainwave),

Gefälle der Grundleitung in DN 110 (0,5 % vs. 1 %).
Um noch weitergehende Informationen über die Hausinstallation zu gewinnen, könnten die folgenden Einflüsse in weiteren Versuchen untersucht werden:

Höhendifferenz der Toilette (Erdgeschoss vs. Obergeschoss),

Laufzeit des Kompressors verlängern beim DN 50-System,

Wechselwirkung mehrerer Propelair-Toiletten, insbesondere im DN 50-System ohne Entlüftung,

Gefälle und Länge der Anschlussleitung.
Optimiert werden sollten die folgenden Elemente und Versuchsabläufe:

Feststofftransport mit der Drainwave,

Sprünge in DN 50-Grundleitung,

Querschnittübergänge,

Anpassung der Teststücke an reale Fäzes, insbesondere bezüglich ihrer Oberfläche (großer Unterschied der Ergebnisse mit den Teststücken aus Sojabohnenpaste und Mehl ohne bzw. mit
Gummihaut),

Validierung der Ergebnisse durch häufigere Versuchsdurchführung.
Die bisherigen Versuchsergebnisse und die theoretischen Modellierungen helfen, den Feststofftransport in
Leitungen mit geringem Spülvolumen besser zu verstehen. Die Informationen aus bisheriger Forschung
und Versuchen sowohl in England als auch in Hamburg wurden für dieses Projekt für die Auslegung der
vier Transportalternativen im öffentlichen Bereich der Jenfelder Au bis hin zu dem Betriebshof von
HAMBURG WASSER genutzt (siehe Kapitel 6.4). Entscheidend ist in diesem Zusammenhang die
108
Dezember 2013
Positionierung des Übergabepunktes von der Hausinstallation bzw. der Grundstückentwässerung hin zum
Transport im öffentlichen Bereich. Hierfür wurde die Annahme getroffen, dass die maximale horizontale
Transportdistanz im Haus in einem Geschoss 20 m ist, wenn DN 50 Leitungen verlegt werden. Die zweite
Annahme ist, dass nach einer vertikalen Rohrstrecke die Feststoffe noch weitere 5 m transportiert werden.
Diese beiden Annahmen werden in der Abbildung 65 gezeigt.
Abbildung 65: Ergebnisse und Annahmen für die Hausinstallation mit Propelair
Diese Ergebnisse werden in den folgenden Kapiteln genutzt, um vier alternative Szenarien für den Weitertransport im öffentlichen Bereich für das mit der Propelair-Toilette gesammelte Schwarzwasser in der
Jenfelder Au auszulegen. Diese vier Szenarien werden dann mit zwei Referenzsystemen – dem Anschluss
an das existierende Abwassersystem in Hamburg und das HWC-System, wie es in der Jenfelder Au mit
Vakuum-Toiletten geplant und umgesetzt wird – energetisch und ökonomisch verglichen.
6.4
Sammlung und Transport im öffentlichen Bereich
Grundsätzlich ist es denkbar, das in der Propelair-Toilette erfasste Schwarzwasser im öffentlichen Bereich
(vom Übergabepunkt der Grundstücksentwässerung bis zur Schwarzwasseraufbereitung auf dem Betriebshof von HAMBURG WASSER) im Drucksystem mit Schneidradpumpen, im Freigefällesiel mit
Drainwave, im Vakuumsystem, oder mit dem Saugwagen zu transportieren. Für diese 4 alternativen
Transportsysteme werden im Folgenden Konzepte entwickelt und ausgelegt.
Grundlage für die Auslegung der verschiedenen Systeme ist die aktuelle bauliche Planung und die Topographie des Gebietes. Die in Abbildung 66 gezeigten baulichen Abgrenzungen sind entweder Mehrfamilien- oder Stadthäuser. Während die zentralen Plätze und Achsen entlang der Planstraßen A, B, C, E und
F eher von Mehrfamilienhäusern geprägt sind, werden in den Straßen Ke, I, J, K, L, M und G Stadthäuser
vorherrschen. Das Gelände ist von Südost in Richtung Nordwest abfallend mit einem Niveauunterschied
von max. 6,8 m. Entsprechend ist die Fließrichtung der geplanten Grauwassersiele, wie in der folgenden
109
Dezember 2013
Abbildung 66 mit den grünen Pfeilen dargestellt. Das gesamte Grauwasser fließt in ein Pumpwerk, welches
am Ende der Planstraßen A und B gebaut wird und das Grauwasser zur Aufbereitungsanlage auf den Betriebshof pumpt. Für die drei leitungsgebundenen alternativen Szenarien wird für den Schwarzwassertransport dieselbe Fließrichtung angenommen.
Abbildung 66: Geplantes Grauwassersielnetz in der Jenfelder Au
Weitere Informationen sind für die Auslegung der vier Transportszenarien notwendig. Als Planungsgrundlage für die Jenfelder Au wurde für die einzelnen Straßen-Abschnitte genau ermittelt, wie lang diese sind,
wie der Niveauunterschied ist, wie viele Wohneinheiten (WE) angeschlossen sind und das Abwasser wie
vieler WE kumuliert durch die Siele in diesen Straßenabschnitten fließt. Diese Ergebnisse sind in Tabelle
19 zusammengefasst.
110
Dezember 2013
Tabelle 19: Informationen für die Auslegung der alternativen Szenarien
Höhe (m)
Anfang
Ende
Länge
(m)
E
25,9
20,2
359
89
89
C
20,2
19,2
125
16
99
D
19,2
19,2
40
5
4
B
19,2
18,6
265
23
127
G
24,5
22,6
355
80
80
Ke
22,6
20,2
173
23
123
M
24,4
24,4
190
34
22
L
24,5
24,1
226
41
41
K
24,5
23,4
223
41
41
J
24,1
22,7
223
38
38
I
23,8
21,2
229
37
37
F
25,5
20,2
235
61
238
A
20,2
18,6
504
142
503
Abschnitt
Wohneinheit
(WE)
kumulierte
WE
Eine wesentliche Komponente für die Auslegung sind die Ausgestaltung und die Lage der
Übergabepunkte. Dies sind die Punkte, an denen in der Regel das Schwarzwasser von privatem Grund
auf den öffentlichen Grund gelangt und stellen somit den Übergang von der privaten Abwasserleitung zum
öffentlichen Siel bzw. Abwasserableitungssystem dar. Für alle Szenarien bis auf das Freigefälleszenario
sind an einem Übergabepunkt mehrere Häuser angeschlossen. Aus diesem Grund sind die
Übergabeschächte in den drei Alternativsystemen (Drucksystem, Saugwagen und Alternatives Vakuum)
auf öffentlichem Grund geplant. Dass diese auf öffentlichem und nicht privatem Grund geplant sind hat
jedoch für die weitere Betrachtung und den Vergleich in diesem Eneff:Stadt-Projekt keine Bedeutung. Auf
Grundlage der Karten und aktuellen Bauplanungen und unter der Annahme, dass das Schwarzwasser
maximal 5 m horizontal aus dem Haus bis zum Übergabepunkt transportiert werden kann, wurden
Übergabepunkte für jeweils 2-10 Wohneinheiten identifiziert. Die Standorte der Übergabepunkte und die
Anzahl der jeweils angeschlossenen Wohneinheiten sind in Abbildung 67 dargestellt.
111
Dezember 2013
Abbildung 67: Identifizierte Übergabepunkte jeweils mit Anzahl der angeschlossenen WE
Diese Planungsgrundlagen werden für die Auslegung der vier alternativen Transportszenarien in den folgenden Kapiteln 6.4.3 bis 6.4.6 genutzt.
6.4.1
Referenzszenario 1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg
Das Referenzszenario 1, die aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg mit normaler Toilette, ist in Kapitel
2.1.1 beschrieben. In dem Vergleich mit den alternativen Schwarzwassertransportsystemen in dem vorliegenden Kapitel 1 wird die Zugabe der Fettabscheiderrückstände nicht mit in das Referenzszenario eingerechnet. Aus der Abbildung 4, Kapitel 2.1.1 wird die Zugabe der Fettabscheiderrückstände gestrichen, so
dass das Referenzszenario 1 folgendermaßen aussieht.
112
Dezember 2013
Abbildung 68: Referenzszenario1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg
6.4.2
Referenzszenario 2: Vakuumsystem der Jenfelder Au
Das Referenzszenario 2, das in der Jenfelder Au geplante Vakuumsystem mit Vakuumtoiletten, ist bereits
in Kapitel 2.1.1 beschrieben, siehe Abbildung 5. In dem vorliegenden Kapitel 1 wird für die Massenbilanz
des Referenzszenarios 2 (vgl. Abbildung 76 und Tabelle 25) und die Massenbilanz der vier Alternativszenarien (vgl. Tabelle 26) die Zugabe der Fettabscheiderrückstände in den Fermenter eingerechnet. Auch bei
den absoluten Werten der jährlichen Strom- und Wärmeflüsse wird die Zugabe dieser Co-Substrate
(Fettabscheiderrückstände) mit betrachtet (vgl. Tabelle 28). Bei der Umrechnung auf die spezifischen
Strom- und Wärmebedarfe pro Einwohner und Jahr (vgl. Tabelle 29) wird nur der Anteil angerechnet, der
aus dem Schwarzwasser und aus dem Überschussschlamm der Grauwasserbehandlung stammt.
6.4.3
Alternativsystem 1: Drucksystem mit Schneidradpumpen
Das erste alternative Transportsystem für das Schwarzwasser ist ein Drucksielsystem mit Schneidradpumpen. Das Schwarzwasser wird mit der Propelair-Toilette gesammelt, in entsprechender Hausinstallation
(siehe Abbildung 62 in Kapitel 6.3.3) aus dem Haus in einen Schacht mit Schneidradpumpe transportiert.
An den Pumpenschacht, der in diesem System den Übergabepunkt darstellt, können mehrere Wohneinheiten angeschlossen sein, um Kosten zu reduzieren. Das Schema ist in Abbildung 69 dargestellt.
113
Dezember 2013
Abbildung 69: Drucksystem mit Schneidradpumpen
Zunächst wurden zwei Druckpump-Systeme in Erwägung gezogen. Einerseits das ESF-Schacht-System,
das in Hamburg seit vielen Jahren in solchen Regionen für Abwasser realisiert wird, in denen Gefällesiele
nicht sinnvoll einsetzbar sind (z. B. bei hohen Grundwasserständen oder ungünstigen geodätischen Verhältnissen). Die Pumpe im ESF-Schacht hat kein Schneidewerkzeug und einen deutlich größeren Durchmesser als die Schneidradpumpe. Im ESF-Schacht-System müssen Rohrdurchmesser von mindestens 80100 mm eingesetzt werden. Das Schneidradpumpensystem funktioniert auch mit Rohrdurchmessern von
nur 35 mm. Da die mit der Propelair-Toilette anfallenden Schwarzwassermengen relativ gering sind wurde
für die weiteren Untersuchungen das Schneidradpumpensystem als die bessere Option für den Einsatz im
®
HAMBURG WATER Cycle ausgewählt.
Das System wird so ausgelegt, dass die Verweilzeit des Schwarzwassers im Siel nicht länger als 30 Minuten ist, um eine Faulung und die Bildung von Schwefelwasserstoff (H2S) zu vermeiden. Wenn der Faulungsprozess eintritt, fängt das Schwarzwasser an zu stinken und kann zu Korrosion an den Materialien
führen, aus denen die Leitungen gefertigt sind. Daher sollten die Siele PVC-Druckrohrleitungen mit Gummidichtungen sein, denn PVC ist korrosionsbeständig gegenüber Schwefelwasserstoff und die Gummidichtungen können die Ausdehnung der PVC-Rohre durch Temperaturschwankungen aufnehmen (WEF,
2008). Geruchsprobleme kommen vermehrt vor, wenn Druckleitungen in Freigefälleleitungen münden
(WEF, 2008). Dies kommt in dem für die Jenfelder Au ausgelegten System nicht vor, allerdings mündet das
Schwarzwasser in eine Pumpstation von der es zum Betriebshof gepumpt wird.
Für das Quartier der Jenfelder Au wurde das Drucksielsystem auf Grundlage der Daten in Tabelle 19 in
Kapitel 6.4 zu Länge und Höhendifferenz der einzelnen Abschnitte ausgelegt. Die Auslegung des Systems
wurde zum einen nach dem Algorithmus von Crites (1998) durchgeführt. Zum anderen wurde die
114
Dezember 2013
Auslegung anhand der Europäischen Norm DIN EN 12056-2 durchgeführt. Der maximale Volumenstrom
des Schwarzwassers für die einzelnen Abschnitte wurde anhand dieser zwei Methoden ermittelt. Das Vorgehen ist in Kapitel 9.2, Anlage IV: Bestimmung des maximalen Schwarzwasser-Volumenstroms in Drucksystemen, aufgezeigt.
Nach Bestimmung des maximalen Volumenstroms nach den beiden Ansätzen wurde der Innendurchmesser für jeden Abschnitt abgeschätzt und das Energieliniengefälle eines jeden Sielabschnitts nach der
Hazen-Williams-Formel berechnet:
Mit dem maximalen Volumenstrom Q in L/min, dem Durchmesser D in mm und dem Hazen-WilliamsKoeffizient C = 150.
Idealerweise sollte das Energieliniengefälle zwischen 0,5 % und 1,5 % liegen (Crites, 1998). Dennoch sind
manchmal höhere Werte notwendig, um Mindestgeschwindigkeiten durch die Leitungen zu erreichen. Auf
Grundlage des geschätzten Innendurchmessers und dem sich daraus ergebenen Querschnitt, wurde die
Fließgeschwindigkeit für jeden Abschnitt errechnet, die idealerweise zwischen 1 und 1,7 m/s liegen sollte
(Crites, 1998). Nach der europäischen Norm DIN EN 1671 muss in Leitungen mit kleineren Durchmessern
als 100 mm die Geschwindigkeit mindestens 0,7 m/s sein (DWA, 2008). Bei der Auslegung wurde in den
Fällen, in denen die Berechnungen eine niedrigere Fließgeschwindigkeit als 0,7 m/s bzw. eine höhere als
1,5 m/s ergaben ein neuer Durchmesser abgeschätzt und die Berechnungen wiederholt. In dem vorliegenden Design wurden diese Kriterien erreicht, so dass auf eine Druckluftspülung zur Unterstützung des
Schwarzwasserflusses verzichtet werden kann.
Als nächstes wurde der Druckverlust (head loss) durch Reibung (HReibung) auf Grundlage des Energieliniengefälles und der Leitungsabschnittslängen berechnet. Dann wurden entsprechend der GesamtDruckverluste und der Höhendifferenzen für die einzelnen Abschnitte die notwendigen Druckpumpenwerte
ermittelt.
Die beiden unterschiedlichen Methoden zur Bestimmung des maximalen Schwarzwasser-Volumenstroms
(Crites, 1998 und DIN EN 12056-2) ergeben unterschiedliche Ergebnisse (siehe Tabelle 20 und Tabelle
21): Die Durchmesser der verschiedenen Leitungsabschnitte unterscheiden sich, während das Gefälle mit
beiden Methoden dasselbe Ergebnis zeigt. Der Gesamtdruckverlust (HGesamt) ist die Summe der einzelnen
Druckverluste bedingt durch die Gefällelinie und das Energieliniengefälle. Dieser Wert ist Grundlage für die
Auswahl geeigneter Pumpen.
115
Dezember 2013
Tabelle 20: Spezifikationen für das Drucksystem mit Schneidradpumpen nach Crites
Abschnitt
Maximaler
Volumenstrom
(L/min)
(%)
Durchmesser
(mm)
(m/s)
Gefälle
(%)
HReibung
(m)
HGesamt
(m)
E
208
1,7
65
1,04
1,6
6,06
7,13
C
208
1,7
65
1,04
0,8
2,11
6,78
D
42
1,8
35
0,72
0,0
0,70
6,39
B
249
2,4
65
1,25
0,2
6,28
5,69
G
208
1,7
65
1,04
0,5
5,99
10,45
Ke
125
2,4
50
1,06
1,4
4,06
6,36
M
166
1,1
65
0,84
0,0
2,12
8,08
L
166
1,1
65
0,84
0,2
2,53
8,09
K
208
1,7
65
1,04
0,5
3,76
8,69
J
166
1,1
65
0,84
0,6
2,50
7,04
I
166
1,7
60
0,98
1,1
3,77
7,15
F
333
2,8
70
1,44
2,3
6,59
5,95
A
416
1,2
90
1,09
0,3
6,29
4,66
Tabelle 21: Spezifikationen für das Drucksystem mit Schneidradpumpen nach DIN EN 12056-2
Abschnitt
Maximaler
Volumenstrom
(L/min)
(%)
Durchmesser
(mm)
(m/s)
Gefälle
(%)
HReibung
(m)
HGesamt
(m)
E
89
1,3
50
0,8
1,6
4,5
5,6
C
99
1,5
50
0,8
0,8
1,9
6,8
D
42
1,8
35
0,7
0,0
0,7
6,6
B
127
2,4
50
1,1
0,2
6,5
5,9
G
80
1,0
50
0,7
0,5
3,7
10,7
Ke
123
2,3
50
1,0
1,4
4,0
8,9
M
42
1,8
35
0,7
0,0
3,4
9,0
L
42
1,8
35
0,7
0,2
4,0
9,2
K
42
1,8
35
0,7
0,5
4,0
8,5
J
42
1,8
35
0,7
0,6
4,0
8,1
I
42
1,8
35
0,7
1,1
4,1
7,1
F
238
1,5
70
1,0
2,3
3,5
5,6
A
503
1,8
90
1,3
0,3
8,9
7,3
116
Dezember 2013
Der Ansatz nach DIN EN 12056-2 (siehe Tabelle 21) ergibt geringfügig kleinere maximale Fließgeschwindigkeiten und geringere Leitungsdurchmesser. Da das System berechnet nach Crites (1998) aufgrund der
größeren Durchmesser als robuster bewertet wird, wurde dieses gewählt. Das auf Grundlage dieser Auswahl für das in Tabelle 20 ausgelegte System ist in Abbildung 70 dargestellt.
Abbildung 70: Lageplan des Druckleitungssystems für Schwarzwasser in der Jenfelder Au
Als Schneidradpumpe wurde die MultiCut-Abwasserpumpe der Firma Jung ausgewählt. Aufgrund der geringen anfallenden Schwarzwassermenge wurde die kleinste Pumpe UAK 25/2M ausgewählt. Diese Pumpe kann eine Druckhöhe von 21 bis 23 m erzeugen (größer als die notwendige Druckhöhe in der Jenfelder
Au von 10 m) und benötigt 1,8 bis 2,1 kW Leistung. Für den energetischen Vergleich wird angenommen,
dass der Volumenstrom im Mittel 0,9 L/s ist und jede Pumpe durchschnittlich 2,1 kW zieht (Jung, 2006).
Insgesamt wird an den 200 Übergabepunkten jeweils eine Pumpe eingesetzt.
6.4.4
Alternativsystem 2: Schwerkraftkanalisation mit Drainwave
Das zweite untersuchte alternative System für den Schwarzwassertransport von den Häusern zum Betriebshof ist die Schwerkraftkanalisation.
Eine wesentliche Fragestellung ist, wie weit das Schwarzwasser im Freigefällesiel transportiert werden
kann. Um diese Frage zu beantworten wurden zunächst theoretische Betrachtungen und Berechnungen
117
Dezember 2013
nach DWA-A 110 (DWA, 2006) und nach Macke (1982) durchgeführt (siehe Kapitel 9.2, Anlage V: Theoretische Modellierung von homogenem Schwarzwasser in Gefällesielen). Diese wurden durch praktische
Versuche bei HAMBURG WASSER ergänzt (siehe Kapitel 9.2, Anlage VI: Versuche zu Schwarzwasser in
Gefällesielen). Als ein Ergebnis wurde die theoretische Annahme getroffen, dass unter bestimmten Bedingungen homogenes Schwarzwasser im Freigefälle transportiert werden kann.
Da sich die Feststoffe des Schwarzwassers mit der geringen Menge von ca. 1,5 Liter pro Spülung leicht
absetzen, wurde für die Konzeption dieses Systems in jedem Haushalt im Keller eine Drainwave vorgesehen, die den Weitertransport deutlich verbessern soll. Die Drainwave sammelt ca. 10 Liter Schwarzwasser
und löst dann mechanisch eine Schwallspülung aus. Die Funktion der Drainwave wird näher in Kapitel
6.3.1 beschrieben. Auch wenn in den im Rahmen dieses Eneff:Stadt-Projektes durchgeführten Versuchen
der gute Weitertransport von bis zu 20 m nicht bestätigt werden konnte (siehe Kapitel 6.3.2), wird dieser in
der Literatur angegebene Wert für die Konzeption und die Auslegung dieses Alternativsystems 2 angenommen. Die folgende Abbildung 71 illustriert das Alternativsystem 2.
Abbildung 71: Schwerkraftsystem mit Drainwave
Auch für die Auslegung dieses Systems ist als erster Parameter der maximale Volumenstrom von Bedeutung. Für die Berechnung werden pro Wohneinheit und Minute normalerweise 1,3 bis 1,9 Liter produziertes
Abwasser (Grau- und Schwarzwasser) angesetzt. Da in dem auszulegenden System in der Jenfelder Au
nur Schwarzwasser mit dem geringen Wasserverbrauch von 1,5 Liter pro Spülung anfällt, ist das anfallende Abwasser hier deutlich geringer und wird mit etwa 10 % des vorgeschlagenen Wertes mit 0,2 L/min WE
veranschlagt. Durch Multiplikation der kumulierten WE (siehe letzte Spalte Tabelle 19 in Kapitel 6.4) in
jedem Abschnitt mit den 0,2 L/min wird der maximale Volumenstrom für jeden Leitungsabschnitt berechnet.
118
Dezember 2013
Auf Grundlage der theoretischen Modellierung des homogenen Schwarzwassertransports (siehe Kapitel
9.2, Anlage V: Theoretische Modellierung von homogenem Schwarzwasser in Gefällesielen) wird ein Gefälle von JE = 0,01 = 1 % angenommen. Die zusätzliche Baugrubentiefe wird berechnet über die Differenz
des geographischen Höhenunterschiedes der einzelnen Abschnitte mit der Tiefenlage des Sielabschnitts
bei einem Leitungsgefälle von 1 %.
Unter der Annahme, dass die Leitungen bei maximalem Volumenstrom vollgefüllt sind, wurden die Durchmesser der Leitungen für jeden Abschnitt gewählt (siehe Tabelle 22).
Tabelle 22: Spezifikationen für das Freigefällesystem mit Drainwave
Maximaler
Volumenstrom (L/min)
Leitungsdurchmesser
(mm)
Zusätzliche
Baugrubentiefe (m)
E
17,8
100
---
C
19,8
100
0,24
D
0,8
80
0,40
B
25,4
200
2,06
G
16
200
1,65
Ke
24,6
200
---
M
4,4
150
1,90
L
8,2
150
1,87
K
8,2
150
1,21
J
7,6
150
0,82
I
7,4
150
---
F
47,6
250
---
A
100,6
250
3,41
Abschnitt
Es muss darauf hingewiesen werden, dass die Auslegung dieses Systems auf der theoretischen Annahme
basiert, dass das Schwarzwasser homogen gemischt ist.
6.4.5
Alternativsystem 3: Alternatives Vakuumsystem
Das dritte alternative Transportsystem im öffentlichen Bereich der Jenfelder Au ist ein Vakuumsystem, bei
dem die Vakuumventile an den Übergabeschächten und nicht an den Toiletten angebracht sind. Hier beginnt das Vakuumsystem also nicht in den Haushalten (an den Toiletten) wie bei dem Referenszenario 2,
sondern an den Übergabeschächten auf öffentlichem Grund. Daher ist es möglich, in diesem alternativen
Vakuumsystem andere Toiletten als Vakuumtoiletten, also auch die Propelair-Toilette einzusetzen. In Abbildung 72 ist das System dargestellt.
119
Dezember 2013
Abbildung 72: Alternatives Vakuumsystem
Die Auslegung dieses Systems ist hinter den Übergabeschächten identisch mit dem in der Jenfelder Au
geplanten Vakuumsystem (Referenzsystem 2). Der entscheidende Unterschied zum Referenzsystem 2 ist,
dass die Vakuumventile außerhalb der Häuser und außerhalb des privaten Grundstücks liegen. Damit sind
die privaten Haushalte nicht für die Wartung und Unterhaltung zuständig und der Betreiber muss nicht Privatgrund betreten, um an den Übergabeschacht mit Vakuumventil zu kommen. Mindestens einmal pro Jahr
müssen die Ventile überprüft werden.
In diesem System ist insbesondere darauf zu achten, dass die Leitungsführungen und Hausanschlüsse
korrekt ausgeführt werden. Falschanschlüsse bzw. Infiltration von Regenwasser können dazu führen, dass
das Vakuumsystem an seine Leistungsgrenze kommt, die Übergabeschächte überlaufen und sowohl die
Vakuumstation als auch die Ventile schneller kaputt gehen (WEF, 2008).
6.4.6
Alternativsystem 4: Sammelsystem mit Saugwagen
Das dritte alternative Transportsystem für Schwarzwasser besteht aus Speichertanks, in denen das
Schwarzwasser von 2-10 Wohneinheiten gesammelt wird, und dem Transport des Schwarzwassers mit
dem Saugwagen zum Betriebshof von HAMBURG WASSER. Eine schematische Darstellung ist Abbildung
73 zu entnehmen.
120
Dezember 2013
Abbildung 73: Sammelsystem mit Saugwagen
Dieses vierte alternative System nutzt dieselben Übergabepunkte wie das Drucksystem mit Schneidradpumpe und das alternative Vakuumsystem (siehe Abbildung 66 in Kapitel 6.4). Das Volumen der Speichertanks wurde berechnet, in dem die Anzahl der an den Tank angeschlossenen Wohneinheiten mit dem
5
durchschnittlichen Wasserverbrauch der Propelair-Toiletten pro Wohneinheit multipliziert wurden. Die
Frequenz der Leerung der Tanks wird mit 14 Tagen angenommen; Ergebnis ist in Tabelle 23 dargestellt.
Tabelle 23: Anzahl und Größen der Speichertanks
5
Angeschlossene
Haushalte
Gesammeltes
Schwarzwasservolumen
(Liter / 14 Tage)
Ausgewählte
Speichertankgröße
3
(m )
Anzahl der
Speichertanks
2
869
1,5
113
3
1304
2,0
48
4
1739
2,5
7
5
2174
3,0
4
6
2608
4,0
9
7
3043
4,5
2
8
3478
5,0
10
9
3912
5,5
5
10
4347
6,5
2
Annahme: 3 Einwohner pro Wohneinheit, die jeweils 6 Mal am Tag die Toilettenspülung betätigen.
121
6.5
Dezember 2013
Methode zum Vergleich der Systeme
Die ausgewählte Vergleichsmethode der verschiedenen Transportsysteme für Schwarzwasser im öffentlichen Bereich ist ein kombinierte Kosten- und Energiebilanz. Der erste Schritt ist die Festlegung von Systemgrenzen (siehe Kapitel 6.5.1). Im Anschluss werden die Massenbilanzen sowohl für die zwei Referenzsysteme als auch für die vier im vorherigen Kapitel dargestellten Alternativsysteme aufgestellt. Für die im
vorigen Kapitel aufgestellten Referenz- und Alternativsysteme für die Entwässerung der Jenfelder Au werden in Kapitel 6.6 ein energetischer Vergleich der Systeme durchgeführt und in Kapitel 6.7 ein Vergleich
der Jahreskosten.
6.5.1
Systemgrenzen
Die Systemgrenzen sind um das Schwarzwasser und das Grauwasser definiert. Das System beginnt mit
dem Eintritt des Trinkwassers in das Haus und endet bei der Einleitung des gereinigten Grauwassers in
den Vorfluter. Im System wird das Wasser im Haus genutzt, wird zu Grauwasser, Schwarzwasser bzw.
Schmutzwasser und zur Kläranlage bzw. zum Betriebshof der Jenfelder Au transportiert und dort aufbereitet. Die Investitions- und Betriebskosten und Energieflüsse werden für alle Komponenten innerhalb der
Systemgrenzen ermittelt, die für den Vergleich zwischen den Systemen relevant sind. Während der Fokus
der Untersuchungen auf dem Schwarzwassersystem liegt, werden die Kosten und die Energie auch für den
Grauwasserkreislauf betrachtet. Damit wird ein Vergleich mit dem Referenzsystem 1 (Abwasserentsorgung
in Hamburg) ermöglicht, denn diese Ströme werden in dem System nicht getrennt erfasst. In den anderen
Systemen gibt es auch eine Verbindung der Abwasserströme; hier wird der Schlamm aus der Grauwasseraufbereitung gemeinsam mit dem Schwarzwasser und weiteren Co-Substraten in den Fermenter eingebracht.
Die Systemgrenzen für das untersuchte System, den häuslichen Wasserkreislauf bestehend aus Grau- und
Schwarzwasser, sind in Abbildung 74 dargestellt.
Es wird angenommen, dass in das System ausschließlich Trinkwasser von HAMBURG WASSER eintritt.
Infiltrationswasser, das die Abwassermenge um bis zu 20 bis 30 % erhöhen kann, wird sowohl im Referenzsystem 2 als auch in den vier Alternativsystemen vernachlässigt, da es sich um ein neu zu erstellendes Quartiersystem handelt, in dem die Infiltration in der Regel sehr gering ausfällt.
Die betrachteten Inputmaterialien umfassen primär die Fäkalien, die dem Wasserstrom im Haushalt zugeführt werden. Die elektrische Energie, die dem System zugeführt wird ist einerseits für die Produktion und
den Transport des Trinkwassers andererseits für die Sammlung, den Transport und die Aufbereitung des
Abwassers notwendig.
122
Dezember 2013
Abbildung 74: Systemgrenzen für den häuslichen Wasserkreislauf
Output Produkte umfassen alle Produkte, die bei der Aufbereitung des Abwassers neben dem behandelten
Abwasserstrom das System verlassen, letzterer wird in Output Wasser erfasst. Die Outputs Wärme und
elektrische Energie werden im System durch die anaerobe Behandlung des Schwarzwassers/ Grauwasserschlamms mit Co-Substrat und der anschließenden Umwandlung des Biogases in einer Anlage zur
Kraft-Wärme-Kopplung produziert. Die Erlöse beinhalten die Kosten für die Gärresteverwertung ebenso
wie den ökonomischen Wert der erzeugten Wärme- und Strommengen.
In diesem Eneff:Stadt-Projekt werden auch die für den Vergleich relevanten Investitionskosten für die unterschiedliche Infrastruktur innerhalb der Systemgrenzen erhoben. Das beinhaltet die Mehrkosten innerhalb
des Hauses also der Hausinstallation und Toiletten sowie die Kosten der Transportinfrastruktur im öffentlichen Bereich mit den Übergabebauwerken (Schächte, Pumpen, etc.) und den Aufbereitungsanlagen samt
Betriebsgebäude.
Die Jahreskosten sowie die Wärme- und Strombilanzen werden für jedes System ermittelt, also für die
beiden Referenzszenarien und für die vier Alternativsysteme.
Der Schwarzwasserkreislauf kann in 3 Hauptprozesse aufgeteilt werden: die Sammlung in den Häusern,
den Transport im öffentlichen Bereich und die Aufbereitung / Behandlung. Der gewählte Aufbereitungsprozess für Schwarzwasser in der Jenfelder Au ist die anaerobe Fermentation, um in einem nachfolgenden
Prozess das Biogas mit einem BHKW zu Strom und Wärme umzuwandeln, die in dem Quartier genutzt
werden.
123
6.5.2
Dezember 2013
Massenbilanzen
Eine Massenbilanzierung wurde für jedes System unter Berücksichtigung der im Vorkapitel beschriebenen
Systemgrenzen durchgeführt. Diese Massenbilanzen gehen in die Strom- und Wärmebilanzen als auch in
die Kostenrechnungen und die Vergleichsbetrachtungen zwischen den Systemen ein. Die Massenströme
für das Referenzsystem, wie auch für die vier Alternativsysteme wurden auf Basis der Berechnungen von
Urban (2012) und Kinstedt (2012) und unter Berücksichtigung folgender Annahmen durchgeführt: In der
Jenfelder Au werden 1890 Einwohner leben, die jeweils im Mittel 6 Mal täglich die Toilettenspülung benutzen. Die Trinkwassermenge pro Toilettenspülung wird bei einer Standardtoilette mit 6 L angenommen, bei
einer Vakuumtoilette mit 1 L und bei einer Propelairtoilette mit 1,5 L pro Spülung. Der durchschnilttliche
häusliche Trinkwasserverbrauch in Hamburg liegt bei 108 L/(E∙d), davon 72 L Grauwasser. Die Dichte von
Wasser wird in allen Kalkulationen mit 1 kg/Liter angenommen (unabhängig vom TS-Gehalt und anderen
Parametern). Die Daten für die Massenbilanz des Referenzszenario 1: Aktuelle Abwasserentsorgung in
Hamburg basieren auf veröffentlichten Daten von 2010 (HAMBURG WASSER, 2010).
In den folgenden Abbildungen ist dargestellt, welche Inputs und Outputs aus dem System jeweils betrachtet werden. In den drei Tabellen (Tabelle 24, Tabelle 25 und Tabelle 26) sind jeweils die Massen für die
verschiedenen Szenarien angegeben. Bei den Bilanzierungen gilt der Grundsatz der Massenerhaltung, die
Summe der Inputströme entspricht der Summe der Outputströme. Die Massenbilanzen für das Referenzszenario 1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg ist in Tabelle 24 und Abbildung 75 dargestellt.
Abbildung 75: Massenbilanzierung für Referenzszenario 1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg
Für das Referenzszenario 1 wurde eine Massenbilanz für ganz Hamburg also für 1,96 Mio. Einwohner für
2010 (HAMBURG WASSER, 2010) erstellt. Der Anteil an Abwasser, der aus dem Gebrauch von Trinkwasser im Haushalt entsteht, liegt bei 60 % der Gesamtmenge, der Rest ist Fremdwasser, Regenwasser und
Abwasserübernahmen aus umliegenden Gemeinden. Die Ergebnisse sind Tabelle 24 zu entnehmen.
124
Dezember 2013
Tabelle 24: Massenbilanz für Referenzszenario 1: Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg
Bezeichnung des Inputs
Zugeführter Massenstrom (Mio. t/a)
Fremdwasser
29,04
Abwasserübernahmen aus umliegenden Gemeinden
12,89
Regenwasser
20,68
Trinkwasser
96,44
TS des häuslichen Abwassers
0,07
Gesamt
159,12
Bezeichnung des Outputs
Abgeführter Massenstrom (Mio. t/a)
Asche
0,02
Abgas
0,04
Gereinigtes Abwasser
159,05
Sonstige (Rechengut, etc.)
0,01
Gesamt
159,12
Die Massenbilanzierungen für das Referenzszenario 2 und für die vier Alternativszenarien werden in Abbildung 76 gemeinsam dargestellt. Der Unterschied zwischen Referenzszenario 2 und den vier Alternativszenarien sind nur die Mengen, nicht die Ströme. Wie bereits in Kapitel 2.1.1 erläutert, werden nach derzeiti3
ger Planung pro Jahr rund 9.000 m Fettabscheiderrückstände in den Fermenter in der Jenfelder Au eingebracht (TS von etwa 6 % und einen oTS von etwa 5,3 %), damit die Menge an produziertem Biogas
steigt und das Blockheizkraftwerk (BHKW) eine elektrische Leistung von 100 kW erreicht.
125
Dezember 2013
Abbildung 76: Massenbilanzierung für Referenzszenario 2 und der vier Alternativszenarien
In Tabelle 25 sind die Ergebnisse der Massenbilanz für das Referenzsystem 2: Vakuumsystem Jenfelder
Au dargestellt. Der Unterschied zu den Alternativsystemen mit der Propelair-Toilette (vgl. Tabelle 26) ist
der etwas geringere Wasserverbrauch der Vakuumtoiletten. Damit ergibt sich für das Referenzszenario 2
auch eine geringere Gärrestemenge als für die vier Alternativsysteme.
Tabelle 25: Massenbilanz für Referenzszenario 2: Vakuumsystem der Jenfelder Au
Bezeichnung des Masseninputs
Zugeführter Massenstrom (t/a)
Trinkwasser
53.808
9.004
Sonstige (TS des häuslichen Abwassers)
62
Gesamt
Bezeichnung des Massenoutputs
62.874
Abgeführter Massenstrom (t/a)
Gärreste
14.928
Abgas
361
Gereinigtes Grauwasser
47.585
Gesamt
62.874
126
Dezember 2013
Tabelle 26: Massenbilanz für die vier Alternativsysteme für den Schwarzwassertransport
Bezeichnung des Masseninputs
Zugeführter Massenstrom (t/a)
Trinkwasser
55.878
9.004
Sonstige (TS des häuslichen Abwassers)
62
Gesamt
64.944
Bezeichnung des Massenoutputs
Abgeführter Massenstrom (t/a)
Gärreste
16.998
Abgas
361
Gereingtes Grauwasser
47.585
Gesamt
64.944
6.6
Energetischer Vergleich der Systeme
Im Folgenden werden die sechs Szenarien anhand von Strom- und Wärmebilanzen energetisch miteinander verglichen. Da in den folgenden Abschnitten häufig auf die einzelnen Systeme Bezug genommen wird,
werden hier folgende Abkürzungen eingeführt:
Tabelle 27: Abkürzungen der Bezeichnung der Referenz- und Alternativsysteme
Abkürzungen
Beschreibungen
der Systeme
der Systeme siehe
REF1:AKTUELL
Kapitel 6.4.1
REF2:VAKUUM
Kapitel 6.4.2
ALT1:DRUCK
Kapitel 6.4.3
ALT2:SCHWERKRAFT
Kapitel 6.4.4
ALT3:ALTVAKUUM
Kapitel 6.4.5
ALT4:SAUGWAGEN
Kapitel 6.4.6
Bezeichnung der Systeme
Referenzszenario 1:
Aktuelle Abwasserentsorgung in Hamburg
Referenzszenario 2:
Vakuumsystem der Jenfelder Au
Alternativsystem 1:
Drucksystem mit Schneidradpumpen
Alternativsystem 2:
Schwerkraftkanalisation mit Drainwave
Alternativsystem 3:
Alternatives Vakuumsystem
Alternativsystem 4:
Sammelsystem mit Saugwagen
Referenzszenario 1: Standard-Toilette; Refererenzszenario 2: Vakuum-Toilette; ALT1-ALT4: Propelair-Toilette
127
6.6.1
Dezember 2013
Gesamtstrom- und Wärmebilanzen
In diesem Abschnitt werden für die vier Alternativszenarien (ALT1-ALT4) und für das Referenzszenarion 2
(REF2:VAKUUM) die Strom- und Wärmebilanzen für das Gebiet der Jenfelder Au aufgestellt. Für die
Strom- und Wärmebilanz des REF1:AKTUELL werden die Daten aus dem Jahr 2010 (HAMBURG WASSER 2010) für ganz Hamburg genutzt. Die Ergebnisse sind in Tabelle 28 zusammengestellt.
Die Strom- und Wärmebilanzen beruhen auf folgenden Annahmen:

1,96 Mio. Einwohner in Hamburg,

2,9 behandelte Einwohnergleichwerte (EGW) auf der Kläranlage in Hamburg,

1.890 Einwohner im Stadtquartier Jenfelder Au,

72 Liter Grauwasser pro Einwohner und Tag,

1,35 L Fäzes (Urin und Fäkalien) pro Einwohner und Tag,

6 Toilettespülungen pro Einwohner und Tag,

1,5 L pro Spülung Propelair-Toilette,

1 L pro Spülung Vakuum-Toilette,

6 L pro Spülung Standard-Toilette,

Grauwasserbehandlung mit Tropfkörper (vgl. Kapitel 4.2.2).
Strombilanz
Die Strombilanz des REF1:AKTUELL setzt sich aus dem Strombedarf für den Abwassertransport, für die
Abwasserbehandlung und die Schlammentwässerung, Schlammverbrennung und Stromerzeugung in der
„VERA Kl rmschlammverbrennung“ zusammen.
Die Strombilanz für die Szenarien mit Stoffstromtrennung (ALT1-ALT4 und REF2:VAKUUM) setzt sich aus
folgenden Komponenten zusammen: Erfassung des Schwarzwassers, Transport des Schwarzwassers und
des Grauwassers, Behandlung des Grauwassers und des Schwarzwassers mit Stromverbrauch und
Stromproduktion im Blockheizkraftwerk.
Erfassung Schwarzwasser
Durch den Einsatz der Propelair-Toilette (ALT1-ALT4) werden im Vergleich zum REF1:AKTUELL pro Person und Tag rund 27 Liter und durch die Vakuumtoilette (REF2) 30 Liter eingespart. Es wird ein Strombe3
darf für die Produktion von Trinkwasser von 0,5 kWhel/m (HAMBURG WASSER, 2010) angesetzt, so dass
die Stromersparnis bei den 4 Alternativsysteme mit Propelairtoiletten rund 9.300 kWhel/a und bei dem
REF2 mit Vakuumtoiletten rund 10.300 kWhel/a im Vergleich zum REF1:AKTUELL ist.
Der Stromverbrauch für eine Spülung der Propelair-Toilette beträgt rund 1000 Joule (Moore, 2013). Damit
werden in den vier Alternativsystemen pro Jahr für die Toilettenspülung mit der Propelair-Toilette in der
Jenfelder Au rund 1.200 kWhel angesetzt.
128
Dezember 2013
Transport
Für das REF1:AKTUELL wird der gesamte Stromverbrauch für den Transport des Abwassers zur Kläranlage mit 11,9 Mio. kWhel angegeben (HAMBURG WASSER, 2010).
Für den Transport des Schwarzwassers zum Betriebshof mit dem Vakuumsystem wird im REF2:VAKUUM
nach Optimierung der planerischen Ausbildung (siehe Kapitel 5.5, TAP4) ein Stromverbrauch von rund
13.400 kWhel/a ermittelt.
Für das ALT1:DRUCK wird angenommen, dass der Volumenstrom je Pumpe im Mittel 0,9 L/s ist und jede
Schneidradpumpe im Mittel 2,1 kW braucht; die jährlich anfallende Schwarzwassermenge von 7.140 m
3
muss einmal aus den Übergabeschächten in die Drucksiele gepumpt werden. Damit ergibt sich ein Gesamtstrombedarf von etwa 4.630 kWhel pro Jahr für die Schneidradpumpen.
Hinzu kommt (sowohl bei diesem als auch bei dem ALT2:SCHWERKRAFT) ein Schwarzwasserpumpwerk,
das das gesammelte Schwarzwasser von dem tiefsten Punkt im Nordwesten des Gebiets (Ende der Abschnitte A und B) bis zum Betriebshof fördert. Hierfür wurde eine Pumpe ausgewählt, die im Mittel 30 m
3
3
pro Stunde fördert und im Schnitt 3,1 kW benötigt. Um die jährlich anfallenden 7.140 m Schwarzwasser
zum
Betreibshof
zu
pumpen
werden
pro
Jahr
rund
740
kWhel
Strom
benötigt;
für
das
ALT2:SCHWERKRAFT ist dies der einzige Stromverbrauch für den Schwarzwassertransport.
Für das ALT3:ALTVAKUUM wird die Annahme getroffen, dass der Stromverbrauch identisch mit dem des
REF2:VAKUUM ist.
Für das ALT4:SAUGWAGEN wird einerseits der Dieselverbrauch für den Transport des Schwarzwassers
von den Sammelschächten zum Betriebshof mit dem Saugwagen ermittelt. Es wird eine Saugwagenkapa3
3
zität von 16 m angenommen; bei einem gesamten Schwarzwasservolumen von 7.140 m /a muss im Jahr
mit 446 Fahrten gerechnet werden, die im Schnitt 4 km (Hin- und Rück zum Betriebshof) lang sind. Bei
einem spezifischen Dieselverbrauch von 50 L pro 100 km werden rund 890 Liter Diesel pro Jahr ver6
braucht. Der spezifische Heizwert von Diesel beträgt 9,82 kWh/L , somit ergibt sich ein Heizwert von
8.760 kWh/a. Zur Umrechnung dieses Energiebedarfs in Strom wird ein Dieselmotor mit einem Wirkungsgrad von 0,37 angesetzt; damit ergibt sich ein rechnerischer Stromverbrauch ingesamt von rund 3.240
kWhel/a. Außerdem muss der Stromverbrauch für das Leerpumpen der Sammelschächte mit einer Vaku3
umpumpe ermittelt werden. Es wurde die Annahme getroffen, dass im Mittel 120 m pro Stunde gesaugt
3
und eine Leistung von 10 kW erforderlich ist. Um die 7.140 m Schwarzwasser zu saugen muss die Pumpe
rund 60 h/a laufen. Es wird ein Zuschlag von 20 % mit 12 h/a angenommen. Damit ergibt sich für das
Leerpumpen der Sammelschächte ein Strombedarf von rund 720 kWhel/a. In Summe wird für den Transport des Schwarzwassers in dem ALT4:SAUGWAGEN also rund 4.000 kWhel pro Jahr benötigt.
6
Heizwert 11,8 kWh/kg und Dichte 0,832 kg/L, Quelle Wikipedia.
129
Dezember 2013
Für den Transport des Grauwassers zum Betriebshof fällt für alle Systeme bis auf das REF1:AKTUELL der
Stromverbrauch für die Grauwasserpumpe an, die das Grauwasser vom Nordwesten des Gebiets zum
3
Betriebshof pumpt. Es wird eine Pumpe mit einer mittleren Leistung von 36,7 m /h und 3,8 kW gewählt. Bei
3
einem Grauwasservolumen von 136 m /Tag muss die Pumpe 3,7 h/Tag laufen. Damit ergibt sich ein Jahresstrombedarf von rund 5.100 kWhel/a.
Strombedarf und -produktion Abwasserbehandlung
Der
2010
insgesamt
benötigte
Strom
der
Abwasserbehandlung
im
Klärwerksverbund
Köhlbrandhöft/Dradenau (REF1:AKTUELL) betrug 108,08 Mio. kWhel, davon 84,9 Mio. kWhel für die Behandlung des Abwassers und die Schlammeindickung und 23,18 Mio. kWhel für die Schlammentwässerung
und -verbrennung in der VERA (HAMBURG WASSER, 2010). Auf der Kläranlage wurden im Jahr 2010
3
insgesamt 32,7 Mio. m Biogas und daraus 85,4 Mio. kWhel Strom und 88,5 Mio. kWhth Wärme erzeugt
(HAMBURG WASSER, 2010).
In dem REF2:VAKUUM und in den 4 Alternativsysteme (ALT1-ALT4) beträgt die gesamte Gasausbeute
3
aus Schwarzwasser, Grauwasserschlamm und Fettabscheiderrückständen rund 360.000 m /a (vgl. Kapitel
2.1.1). Zur Umwandlung in Strom und Wärme wurde ein BHKW mit 100 kW elektrischer und 210 kW thermischer Leistung gewählt und 7.000 Vollbenutzungsstunden pro Jahr angenommen. Die Stromproduktion
in den 4 Alternativsystemen und im REF2 beträgt somit rund 700 MWhel/a. Für den Betrieb des Blockheizkraftwerks (BHKW) wird ein Eigenbedarf von 3,1 % des erzeugten Stroms angenommen. In allen vier Alternativszenarien sowie im REF2:VAKUUM werden demnach 21.700 kWhel/a benötigt.
Elektrische Energie wird auch für den Betrieb des Fermenters (Rühren um Umwälzen des Substrats) benö3
tigt; bei einem Fermentervolumen von 1.140 m im REF2:VAKUUM wird eine notwendige Leistung für
Rührer und Umwälzpumpe zusammen von 10 kW angenommen. Da eine Intervallbeschickung vorgesehen
ist, laufen Pumpe und Rührer nicht kontinuierlich sondern ca. 5 Stunden pro Tag; damit wird 18.250
kWhel/a für das REF2:VAKUUM benötigt. Da die vier Alternativszenarien aufgrund der größeren Schwarz3
wassermenge einen Fermenter mit 1.294 m Volumen benötigen, ist die Leistung der Pumpen geringfügig
höher zu wählen, so dass in den vier Alternativszenarien rund 20.700 kWhel/a für den Betrieb des Fermenters benötigt werden.
3
Der Gesamtstrombedarf für die Aufbereitung der jährlichen 50.000 m Grauwasser im Tropfkörper beträgt
rund 9.500 kWhel/a (siehe Kapitel 4.2.2). Die Grauwassermenge und die Aufbereitung und damit auch der
Strombedarf ist für die 5 Systeme mit Stoffstromtrennung (REF2, ALT1-ALT4) identisch.
Wärmebilanz
Im REF1:AKTUELL wird der gesamte Wärmebedarf der Faultürme über die Wärmeproduktion der VERA
gedeckt, sodass kein externer Wärmebedarf für REF1:AKTUELL besteht (HAMBURG WASSER, 2010).
Die Wärmebilanz ist ausgeglichen.
130
Dezember 2013
Für die Wärmebilanz der Szenarien mit Stoffstromtrennung (ALT1-ALT4 und REF2) sind der Wärmebedarf
für den Fermenter und die Wärmeproduktion des BHKWs zu berücksichtigen. Die überschüssige Wärme
wird in das Nahwärmenetz in der Jenfelder Au eingespeist und vor Ort genutzt (vgl. Kapitel 2.1.1). Da der
Wärmebedarf für den Fermenter vergleichsweise hoch ist, wurde zusätzlich eine Variante mit Wärmetauscher berechnet.
Wärmeproduktion im BHKW
Für das REF2:VAKUUM wie auch für die 4 Alternativsysteme (ALT1-ALT4) wurde, wie im vorigen Abschnitt
(Strombilanz) beschrieben, ein BHKW mit 100 kW elektrischer und 210 kW thermischer Leistung gewählt
und eine Laufzeit von 7.000 Vollbenutzungsstunden pro Jahr angenommen. Damit beträgt die jährliche
Wärmeproduktion im BHKW 1.470,7 MWhth/a.
Wärmebedarf Fermenter
Der Fermenter ist die einzige Komponente in den Szenarien mit Stoffstromtrennung, die Wärme benötigt.
Der Fermenter wird im mesophilen Temperaturbereich bei 35°C gefahren. Neben dem Aufheizen des Substrats müssen die Verluste durch den Austrag des Biogases und der Gärreste, ebenso wie die relativ geringen Wärmeverluste über die Fermenterhülle ausgeglichen werden. Für diesen Ausgleich wurde eine
außenliegende Beheizung des Fermenters gewählt (vgl. Kapitel 2.1.1). Der Wärmebedarf des Fermenters
wurde entsprechend der in Kapitel 2.1.1 beschriebenen Methode über Massen- und Enthalpiebilanz ermittelt.
Für das REF2:VAKUUM beträgt der thermische Wärmebedarf
für den Fermenter 377 MWhth/a
(vgl. Kapitel 2.1.1). Für die vier Alternativszenarien (ALT1-ALT4) ist der thermische Wärmebedarf aufgrund
der größeren Schwarzwassermenge (und damit Substratmenge) für die Temperierung des Fermenters mit
= 434,5 MWhth pro Jahr etwas höher.
Um diesen relativen hohen Wärmebedarf für das Aufheizen des Fermenters zu reduzieren, wurde eine
Variante mit Wärmerückgewinnung aus den Gärresten zur Aufwärmung des Substrats unter folgender
Annahme berechnet: Das Substrat wird über einen Wärmetauscher vor dem Einfüllen in den Fermenter
von 12°C auf 26°C erhitzt. Damit reduziert sich der Wärmebedarf, der durch eine außenliegende Heizung
dem System zugeführt werden muss, um 65 % für die vier Alternativszenarien (ALT1-ALT4) auf 151,7
MWhth/a und bei dem REF2:VAKUUM auf 127,5 MWhth/a.
131
Dezember 2013
Tabelle 28: Strom- und Wärmebilanzen für die sechs Systeme
Bezeichnung
Transport Erfassung
Abwasserbehandlung
Wärmebilanz
Strombilanz
Toiletten
ALT2:
SCHWERKRAFT
System
ALT3:
ALT4:
ALT VASAUG
KUUM
WAGEN
Propelair Propelair
Propelair Propelair
ALT1:
DRUCK
Einheit
REF2:
REF1:
VAKUUM AKTUELL
Vakuum
Standard
---
Einsparung:
Wasser sparen
Propelair Toiletten
Grauwasser:
Pumpwerk
9.300
9.300
9.300
9.300
10.300
-1.200
-1.200
-1.200
-1.200
---
-5.100
-5.100
-5.100
-5.100
-5.100
Schwarzwasser
-5.400
-700
-13.400
-4.000
-13.400
Grauwasser
Schwarzwasser
Fermenter
Schwarzwasser
BHKW
-9.500
-9.500
-9.500
-9.500
-9.500
-20.700
-20.700
-20.700
-20.700
-18.250
-21.700
-21.700
-21.700
-21.700
-21.700
Schlammentwässerung und
verbrennung
Stromprod.
BHKW/VERA
GesamtStrombilanz
Wärmebedarf:
Fermenter
Wärmeprod.
BHKW
GesamtWärmebilanz
Wärmebedarf
mit WRG Fermenter
GesamtWärmebilanz
mit WRG
kWhel/a
kWhel/a
11.900.000 kWhel/a
kWhel/a
kWhel/a
84.900.000 kWhel/a
kWhel/a
23.130.000
kWhel/a
700.000
700.000
700.000
700.000
700.000
85.400.000
645.700
650.400
637.700
647.100
642.350
34.530.000
-434.500
-434.500
-434.500
-434.500
-377.000
1.470.700 1.470.700
1.470.700 1.470.700 1.470.700
1.036.200 1.036.200
1.036.200 1.036.200 1.093.700
-151.700
-151.700
-151.700
-151.700
kWhel/a
kWhel/a
kWhth/a
kWhth/a
kWhth/a
-127.500
kWhth/a
1.319.000 1.319.000
1.319.000 1.319.000 1.343.200
kWhth/a
Für die Szenarien ALT1-ALT4 sowie das REF2 sind die Energiebilanzen für das Quartier Jenfelder Au mit 1.890 Einwohner aufgestellt; für das REF1 Szenario sind die Energiebilanzen für ganz Hamburg mit 1,96 Mio. Einwohnern und
2,9 Mio. behandelten Einwohnerwerten aufgestellt. WRG: Wärmerückgewinnung
132
Dezember 2013
Das Ergebnis der Gesamtstrombilanz der vier Alternativsysteme (ALT1-ALT4) und des REF2:VAKUUM
sind in einer Größenordnung, wie in Tabelle 28 ersichtlich. Die Gesamtstrombilanz für das REF1 ist nicht
vergleichbar mit den anderen 5 Systemen, da sich die Daten auf ganz Hamburg beziehen.
Die Wärmebilanzen der vier Alternativsysteme (ALT1-ALT4) sind exakt gleich; die Wärmebilanz des REF 2
ist etwas positiver, da die Menge des Schwarzwassers, das in dem Fermenter erwärmt werden muss, etwas kleiner ist als bei den ALT1-4 Systemen.
Da die in der VERA produzierte Wärme den Bedarf deckt und auf der Kläranlage (REF1:AKTUELL) Wärme
– bis auf einen sehr geringen Teil – nicht ausgeschleust wird, wird in diesem Szenario keine Wärmebilanz
aufgestellt.
6.6.2
Einwohnerspezifische Strom- und Wärmebilanz
Um die Strombilanzen und Energiebilanzen besser miteinander vergleichen zu können, werden in diesem
Kapitel die Gesamtbilanzen (vgl. Tabelle 28) auf einwohnerspezifische Energiebilanzen umgerechnet.
Bei der Umrechnung der Strombilanzen des REF1: AKTUELL sind folgende Aspekte zu beachten:
Der im Umweltbericht (HAMBURG WASSER, 2010) angegebene Stromverbrauch für den Abwassertransport umfasst den Transport des gesamten Abwassers zur Kläranlage. Dies beinhaltet neben dem
Schmutzwasser auch das Regenwasser und Fremdwasser sowie die Abwasserübernahmen. Da in der
Jenfelder Au im Referenzszenario ein Schmutzwassersiel (ohne Regenwasser und ohne Fremdwasser)
erstellt wird, in das kein Fremdwasser dringt, wird nur der Anteil des Stromverbrauchs für den Transport
des Schmutzwassers (rund 60% des gesamten Abwassers, vgl. Tabelle 24 in Kapitel 6.5.2) bei der Umrechnung in den einwohnerspezifischen Verbrauch (1,96 Mio. Einwohner) berücksichtigt.
Im REF1:AKTUELL werden sowohl Abwässer als auch Klärschlämme aus angrenzenden Kommunen
übernommen sowie das Abwasser von Gewerbe- und Industriekunden im Klärwerk behandelt. Um diesem
Aspekt Rechnung zu tragen werden bei der Umrechnung auf den einwohnerspezifischen Verbrauch sowohl Strombedarf als auch die Stromproduktion der Kläranlage durch die Anzahl der behandelten Einwohnergleichwerte (2,9 Mio.) und nicht durch die Anzahl der Einwohner Hamburgs geteilt.
Umrechnung der fünf Systeme mit Stoffstromtrennung: ALT1-ALT4 und REF2
Die Energiebilanzen in Tabelle 28 für die (ALT1-ALT4 und REF2) sind für 1.890 Einwohner der Jenfelder
Au erstellt worden und werden hier auf die spezifischen Bilanzen pro Einwohner umgerechnet. Dabei werden neben der Einwohnerzahl noch folgende Faktoren mit berücksichtigt:
Der energetische Vergleich der vier Alternativsysteme und REF2:VAKUUM mit dem REF1:AKTUELL ist
3
schwierig, da in der Jenfelder Au dem Fermenter jährlich rund 9.000 m Fettabscheiderrückstände zugegeben werden, um eine elektrische Leistung des BHKWs von 100 kW zu erreichen.
133
Dezember 2013
In Kapitel 2.1.1 wurden diese Fettabscheiderrückstände rechnerisch auch dem REF1:AKTUELL zugegeben und die zusätzliche Strom- und Wärmeproduktion im BHKW entsprechend berücksichtigt.
In dem einwohnerspezifischen Vergleich der Systeme in der folgenden Tabelle 29 wird für das BHKW
(ALT1-ALT4 und REF2) nur der Anteil der Strom- und Wärmeproduktion berücksichtigt, der aus dem
Schwarzwasser und dem Grauwasserüberschussschlamm stammt; dieser Anteil liegt bei 6 % (Urban
2012). Ebenso wird auch nur 6 % des Eigenstrombedarfs des BHKWs in dem spezifischen Vergleich berücksichtigt.
Der Volumenanteil (Substrat und Gas) im Fermenter, der von Schwarzwasser und Grauwasserüberschussschlamm ausgefüllt wird, beträgt für das REF2 41 % und für die vier Alternativsysteme (ALT1-ALT4)
aufgrund der größeren Schwarzwassermenge 48 % (vgl. Kinstedt 2012); die restlichen Volumenanteile
werden von den Fettabscheiderrückständen ausgefüllt. Daher werden bei der Umrechnung auf einwohnerspezifische Bilanzen der Strom- und Wärmebedarf des Fermenters nur anteilig entsprechend dieser Volumenanteile berücksichtigt.
In Tabelle 29 werden die spezifischen Strom- und Wärmebilanzen unter Berücksichtigung der oben beschriebenen Faktoren dargestellt. Die negativen Werte bezeichnen den Energiebedarf für einen Teilprozess, die positiven Werte produzierte Energie.
134
Dezember 2013
Tabelle 29: Vergleich der spezifischen Strom- und Wärmeflüsse pro Kopf und Jahr der 6 Systeme
System
Transport Erfassung
Abwasserbehandlung
Wärmebilanz
Strombilanz
Bezeichnung
ALT1:
DRUCK
Einheit
ALT2:
ALT3:
ALT4:
REF2:
REF1:
SCHWERALT
SAUG
VAKUUM AKTUELL
KRAFT VAKUUM WAGEN
Toiletten
Propelair Propelair Propelair Propelair Vakuum
Einsparung:
4,9
4,9
4,9
4,9
5,5
Wasser sparen
Propelair Toi-0,6
-0,6
-0,6
-0,6
--letten
Grauwasser:
-2,7
-2,7
-2,7
-2,7
-2,7
Pumpwerk
Schwarzwasser
-2,8
-0,4
-7,1
-2,1
-7,1
Grauwasser
Schwarzwasser
Fermenter
Schwarzwasser
BHKW
-5
-5
-5
-5
-5
-5,3
-5,3
-5,3
-5,3
-4
-0,7
-0,7
-0,7
-0,7
-0,7
---
---
---
---
---
Schlammentwässerung und
verbrennung
Stromprod.
BHKW/VERA
GesamtStrombilanz
Wärmebedarf:
Fermenter
Wärmeprod.
BHKW
GesamtWärmebilanz
Wärmebedarf
mit WRG
Fermenter
GesamtWärmebilanz
mit WRG
Standard
-----
-3,6
kWhel/(E·a)
kWhel/(E·a)
kWhel/(E·a)
kWhel/(E·a)
kWhel/(E·a)
-29,3
kWhel/(E·a)
kWhel/(E·a)
-8
kWhel/(E·a)
22,2
22,2
22,2
22,2
22,2
29,4
10
12,4
5,7
10,7
8,2
-11,5
-110,3
-110,3
-110,3
-110,3
-81,8
46,7
46,7
46,7
46,7
46,7
-63,6
-63,6
-63,6
-63,6
-35,1
-38,5
-38,5
-38,5
-38,5
-27,7
kWhel/(E·a)
kWhel/(E·a)
kWhth/(E·a)
kWhth/(E·a)
kWhth/(E·a)
kWhth/(E·a)
8,2
8,2
8,2
8,2
19
kWhth/(E·a)
WRG: Wärmerückgewinnung
Im aktuellen Abwasserentsorgungssystem in Hamburg wird unter den getroffenen Annahmen für die Entsorgung des häuslichen Abwassers 11,5 kWhel Strom pro Einwohner und Jahr benötigt. Die Abwasseraufbereitung in Hamburg ist im Vergleich zu anderen Kommunen energetisch optiminert. Wenn die Abwasserströme im HAMBURG WATER Cycle getrennt gesammelt und aufbereitet werden, ergibt sich eine positive
Strombilanz, die kleine Unterschiede zwischen den Varianten (ALT1-ALT4 und REF2) zeigt. Das Drucksys-
135
Dezember 2013
tem mit Schneidradpumpen, das Schwerkraftsystem und das System mit Sammeltanks und Saugwagen
schneiden aus energetsicher Sicht ähnlich gut und besser als das REF2, das aktuell geplante HWCSystem in der Jenfelder Au, ab. Das alternative Vakuumsystem (ALT3:ALTVAKUUM) hat einen geringeren
Stromüberschuss als das REF2, da zusätzlich zu dem Vakuumsystem mit Pumpen die Propelairtoilette
Strom verbraucht, weniger Trinkwasser eingespart wird und mehr Schwarzwasser im Fermenter umgewälzt und gerührt werden muss.
Das REF1: AKTUELL hat eine ausgeglichene Wärmebilanz. In den Szenarien mit Stoffstromtrennung
(ALT1-ALT2 und REF2) müssten dem Fermenter ohne Wärmerückgewinnung erhebliche Mengen Wärme
zugeführt werden, die die Wärmeproduktion des BHKWs deutlich überschreiten. Mit Wärmerückgewinnung
errechnet sich ein geringfügiger Wärmeüberschuss.
6.7
Kostenvergleich der Systeme
Die ökonomische Bilanzierung wird anhand eines Vergleiches mit Hilfe der dynamischen Kostenvergleichsrechnung nach der Annuitätenmethode durchgeführt. Dies wird von der Länderarbeitsgemeinschaft Wasser, der LAWA, empfohlen (LAWA 2005). Bilanziert werden Vollkosten bestehend aus Kapitalkosten (Zinsen und Tilgung), Energiekosten sowie Wartungs- und Betriebskosten während der Nutzungsdauer der
Anlagen.
Bei der Berechnung der Jahreskosten nach der dynamischen Kostenvergleichsrechnung werden alle laufenden Kosten unter Berücksichtigung ihrer Preissteigerungen mit entsprechenden Korrekturfaktoren (Mittelwerten) multipliziert.
6.7.1
Investitionskosten
Zunächst werden die Kosten für die einzelnen zu tätigenden Investitionen ermittelt. Dies erfolgt anhand der
bei der Berechnung vorliegenden Daten des Bauprojektes Jenfelder Au (HSE 2011) und weitergehender
Berechnungen. In der Tabelle 30 sind die Eingangsdaten für die Berechnung der Investitionskosten zusammenfassend dargestellt.
136
Dezember 2013
Tabelle 30: Eingangsdaten für die Investitionskostenberechnungen
Beschreibung
Wohneinheiten
(WE)
Anzahl
Einzelhäuser (1 WE)
MFH (a 23 WE, 4 Hausanschlüsse pro MFH)
400
400
400
10
230
40
630
440
Summen
Übergabepunkte (mit je 2-10 WE)
200
Toiletten pro WE
2
Beschreibung
Erfassung
Hausanschlüsse
(HA)
Einheitspreis
(in €)
Menge
Mehrkosten Hausinstallation im Vergleich zu REF1:
-
ALT1-4: Mehrkosten 1 Propelairtoilette
1
245 €
-
ALT1-4: Mehrkosten Hausinstallation pro WE (2 Toiletten)
1
1.260 €
-
REF2: Mehrkosten 1 Vakuumtoilette als Standard
1
520 €
-
REF2: Mehrkosten Hausinstallation pro WE (2 Toiletten)
1
2.200 €
SW-Transport
SW-Grundstücksentwässerungsleitungen (pro HA 5 m bis Grundstücksgrenzen bzw. Übergabepunkt)
-
ALT1-4: SW Grundstücksentwässerungsleitungen
2200 m
100 €
-
REF2: SW-Grundstücksentwässerungsleitungen VAKUUM
2200 m
120 €
Grundstücksentwässerungsleitungen und Hausanschlussschächte Grauwasser (ALT1-4;REF2) und Schmutzwasser (REF1)
bleiben unberücksichtigt, da in allen 6 Szenarien gleich
Übergabeeinrichtungen:
ALT1: Schacht mit Schneidradpumpe
200
4.000 €
-
ALT2: Drainwave im Hauskeller
440
700 €
-
ALT3: Hausanschlussschacht mit Vakuumventil
200
2.200 €
-
ALT4: Sammeltanks (EP je nach Größe: 1,5 - 6,5 m3)
200
3.500
-7.100 €
440
500 €
-
REF2: Revisionsschacht Vakuum
SW-Transport im öffentlichen Bereich
-
ALT1: Schwarzwasserdruckleitungen bis Pumpstation
3150 m
130 €
-
ALT2: Schwarzwassergefällesiel bis Pumpstation
3150 m
300 €
-
ALT1 und ALT2: Schwarzwasserpumpstation
1
94.000 €
-
ALT1 und ALT2: Leitung SW-Pumpstation zum Betriebshof
350 m
160 €
-
ALT3 und REF2: Schwarzwasserunterdruckleitungen
-
ALT3 und REF2: Vakuumpumpenstation
-
ALT4: Saugwagen
-
REF1: Schmutzwassersiele (für SW und GW)
SW-Behandlung
-
ALT1-4: Fermenter
4000 m
325 €
1
200.000 €
1
120.000 €
3500 m
685 €
1294 m
3
400 €
1140 m
3
400 €
-
REF2: Fermenter
-
ALT1-4 und REF2: Gasfackel
1
27.000 €
-
ALT1-4 und REF2: Wärmetauscher Fermenter
1
40.000 €
-
ALT1-4 und REF2: Vorreinigung Biogas
1
90.000 €
-
ALT1-4 und REF2: BHKW
1
226.000 €
-
ALT1-4 und REF2: Eindicker für Gärreste
50 m3
600 €
137
Dezember 2013
GWTransport
Beschreibung
Einheitspreis
(in €)
Menge
-
ALT1-4 und REF2: Grauwassersiele im öffentlichen Bereich über Pumpwerk zum
Betriebshof
-
ALT1-4 und REF2: Grauwasser-Pumpwerk
3500 m
600 €
1
125.000 €
80 m3
1.000 €
5m
3
3.500 €
105 m
3
1.200 €
3
2.500 €
ALT1-4 und REF2: Tropfkörper
GW-Aufbereitung
-
Grauwasserzulaufspeicher
Vorklärung (Lamellenabscheider)
Tropfkörper
-
Nachklärung (Lamellenabscheider)
10 m
-
Dosierstation für P-Fällung incl. Tank
1 Stk.
25.000 €
-
Schlammeindicker 6 m3
6 m3
2.000 €
-
ALT1-4 und REF2: Betriebsgebäude (Grundstückpreis bleibt unberücksichtigt)
1 Stk.
400.000 €
-
Abluftreinigung
50 m2
800 €
SW: Schwarzwasser; GW: Grauwasser; HA: Hausanschluss; WE: Wohneinheit;MFH: Mehrfamilienhaus
Grundlage: eigene Abschätzungen und Marktpreise HAMBURG WASSER
Anmerkungen zur Investitionskostenermittlung des REF1. Aktuell
Für das Szenarion REF1: AKTUELL wurden die Gesamtkosten für die Erschließung (im öffentlichen Bereich also ab Grundstücksgrenze) mit Schmutzwassersielen im Freigefälle für die Jenfelder Au ermittelt. Es
wurde die Annahme getroffen, dass weder ein Pumpwerk gebaut noch Investitionen in den Kläranlagenverbund notwendig sind, wenn die 630 Wohneinheiten mit 1890 Einwohnern der Jenfelder Au angeschlossen würden. Dadurch ergeben sich deutlich niedrigere Investitions- und Reinvestitionskosten als bei den
fünf Systemen mit Stoffstromtrennung (REF2 und ALT1-4). Sollten jedoch viele neue Baugebiete angeschlossen werden, müssten die Kapazitäten des Kläranlagenverbundes Köhlbrandhöft/Dradenau erweitert
werden.
Anmerkungen zur Investitionskostenermittlung der REF2 und ALT1-4
Für den Vergleich werden für die Szenarien mit Stoffstromtrennung REF2 und ALT1 - ALT4 folgende Investitionskosten betrachtet:
1) Mehrkosten
der
Erfassung
für
die
Entwässerung
in
den
Häusern:
Mehrkosten Propelair- bzw. Vakuumtoiletten im Vergleich zu Standardtoiletten (REF1) und doppelte Leitungsführung, da Schwarzwasser und Grauwasser separat gesammelt wird.
2) Schwarzwassertransport:
Mehrkosten
für
die
Grundstücksentwässerung
mit
extra
Schwarzwassergrundstücks-
entwässerungsleitungen und Übergabeeinrichtungen, die sich je nach System unterscheiden. Da
die Grundstücksentwässerung samt Hausanschlussschacht für Grauwasser vergleichbar der für
Schmutzwasser (REF1) ist, also in allen sechs Szenarien gleich, bleiben diese im Kostenvergleich
unberücksichtigt.
138
Dezember 2013
Schwarzwassertransport zum Betriebsgebäude: vereinfacht werden für das REF2:VAKUUM und
das ALT3:VAKUUM identische Investitionskosten angenommen, für die anderen 3 Alternativszenarien unterschieden sich die Kosten je nach System. Es wird davon ausgegangen, dass für die
Grauwasser- und die Schwarzwasserleitungen dieselbe Baugrube genutzt wird.
3) Kosten für die Schwarzwasserbehandlung:
Bei allen Systemen mit Stoffstromtrennung (REF2 sowie ALT1-ALT4) werden auf dem Betriebshof
neue Anlagen für die Behandlung der einzelnen Stoffströme errichtet. Für den Fermenter samt
W rmetauscher wurden Investitionskosten von 585.000 € für den Eindicker der
rreste 30.000 €
und für das HKW rund 320.000 € ermittelt.
Die Kosten für die Schwarzwasseraufbereitung werden in den Szenarien nur anteilig mit in den
Vergleich
aufgenommen,
denn
die
Anlagen
sind
so
ausgelegt,
dass
sie
auch
die
Fettabscheiderrückstände aufnehmen und behandeln. Zu Vergleichszwecken wird in diesem Kapitel 1 der Einfluss der Fettabscheiderrückstände sowohl im energetischen Vergleich Kapitel 6.6 als
auch in dem Kostenvergleich Kapitel 6.7 rausgerechnet:

Bei dem Szenario REF2:VAKUUM ist der mengenmäßige Anteil des Schwarzwassers und
des Grauwasserüberschussschlamms zusammen 41% der gesamten Inputmenge in den
Fermenter, während der mengenmäßige Anteil bei den ALT1-ALT4 Szenarien bei 48%
liegt. Da die Größe des Fermenters, des Wärmetauschers und des Eindickers abhängig
von der Substratmenge ist, werden vereinfacht diese prozentualen Mengenanteile auch als
prozentuale Kostenanteile mit in den Vergleich der Investitionskosten aufgenommen (vgl.
Tabelle 31).

Der Anteil der Energieerzeugung (Wärme und Strom) im BHKW aus Schwarzwasser und
Grauwasserüberschussschlamm liegt bei 6 %; der Großteil der Energieerzeugung resultiert somit aus den Fettabscheiderrückständen. Da die spezifischen Kosten für ein BHKW
höher werden, je kleiner die Anlage, werden für den Vergleich 12 % der Investitionskosten
des BHKWs und der Gasreinigung angesetzt.
Gärresteentsorgung
Die Entsorgungskosten der im Fermenter anfallenen Gärreste liegen bei etwa 15 €/Tonne (vgl.
Kapitel 3.2.3). In den ALT1-ALT4 Szenarien fallen rund 46,6 Tonnen pro Tag mit einem TS3
Gehalt von 1,4 % an. Mit einem Eindicker (Aufenthaltszeit 24 h, V= 50 m ) kann der TS-Gehalt
auf 5% erhöht und die Gärrestemenge auf 13,2 Tonnen pro Tag reduziert werden. Somit können
rund 180.000 € ro Jahr (2011) einges art werden; das Zentrat wird in den Tro fkör er (Grauwasseraufbereitung) geleitet.
139
Dezember 2013
4) Grauwassertransport zum Betriebsgebäude besteht aus den Grauwassersielen und dem Grauwasserpumpwerk. Diese Kosten sind für alle 5 Systeme (REF2 und ALT1-4) identisch.
5) Für die Grauwasseraufbereitung wurde der Tropfkörper (mit Vor- und Nachklärung als Lamellenabscheider) ausgewählt.
6) Die Kosten für die Erstellung des Betriebsgebäudes mit Abluftreinigung wurden mit 440.000 € ermittelt, wobei der Grundstückskaufpreis vernachlässigt wurde.
Mit den in Tabelle 30 zusammengestellten Daten und unter Berücksichtigung der Erläuterungen und der
Korrekturfaktoren für die Anlagen der Schwarzwasserbehandlung errechnen sich die in nachfolgender
Tabelle 31 aufgestellten Investitionskosten für die sechs verschiedenen Szenarien.
Tabelle 31: Investitionskosten Vergleich für die sechs Szenarien
* für Fermenter, Wärmetauscher und Eindicker wurden in ALT1-ALT4 48% der Investitionskosten angesetzt, für das
REF2 41%. Für das BHKW mit Gasreinigung wurden für ALT1-ALT4 und REF2 12% der Investitionskosten angesetzt.
Geringfügige Abweichungen können durch Rundungsdifferenzen auftreten.
Die Investitionskosten für das REF1:AKTUELL sind deutlich geringer als für die fünf Systeme mit Stoffstromtrennung (ALT1-ALT4 und REF2). Die aufwändigere Hausinstallation mit den teuren WassersparToiletten und die doppelte Leitungsführung sind die wesentlichen Gründe für die Mehrkosten. Hinzu kommen die komplexen und vergleichsweise sehr kleinen Anlagen zur Aufbereitung mit entsprechend hohen
spezifischen Investitionskosten pro Einwohner. Im Vergleichssystem REF1 wird zudem davon ausgegangen, dass keine Investitionen in die Behandlungslanlagen anfallen.
Für die dynamische Jahreskostenvergleichsrechnung werden die Investitionskosten vereinfacht pauschal
aufgeteilt in bautechnische (60%), maschinentechnische (30%) und elektrotechnische Anlagenteile (10%).
140
6.7.2
Dezember 2013
Betriebskosten und weitere Eingangsdaten für die Jahreskostenberechnung
Des Weiteren gehen in die dynamsiche Vergleichsrechnung nach LAWA Betriebskosten ein, für die die
Eingangsdaten in der folgenden Tabelle 32 zusammengefasst sind.
Tabelle 32: Eingangsdaten für die Berechnung der Betriebskosten
ALT1:
DRUCK
ALT2:
ALT3:
SCHWER- ALTKRAFT
VAKUUM
ALT4:
SAUGWAGEN
REF2:
VAKUUM
REF1:
AKTUELL
Propelair
Propelair
Propelair
Propelair
Vakuumtoilette
Standardtoilette
0,60
0,60
0,60
1,60
0,60
0,25
3
51,03
51,03
51,03
51,03
56,70
kWhel/d
51,8
64,2
29,5
55,4
42,5
42,5
42,5
42,5
42,5
98,4
6,3
6,3
6,3
6,3
5,4
Einheit
Personalbedarf für
Betrieb
Wasser- und
Abwassereinsparung
GesamtStrombilanz
Gesamtwärmebilanz mit WRG
Gärreste
in PJ
m /d
kWhth/d
3
m /d
-59,8
PJ: Personenjahre
Der Personalbedarf für den Betrieb der Siele und der Anlagen auf dem Betriebshof sind in den Szenarien
mit Stoffstromtrennung vergleichbar bis auf das System ALT4, in dem eine Person extra für den Transport
des Schwarzwassers mit dem Saugwagen benötigt wird.
Die Trinkwassereinsparung ist in der Nutzung des Wasserspartoiletten (Propelair und Vakuum) begründet;
die spezifischen Strom- und Wärmeüberschüsse wurde in Kapitel 6.6.2 berechnet (vgl. Tabelle 29).
Von den zu entsorgenden Gärresten werden nur die aus Schwarzwasser und GrauwasserÜberschussschlamm stammenden Anteile, also 48% für die Szenarien ALT1-ALT4 bzw. 41% für das
REF2:VAKUUM mit in die Entsorgungskosten aufgenommen.
Für die dynamische Jahreskostenberechnung werden weitere Annahmen zum Bertrachtungszeitraum,
Kostensteigerung, Zinsfuß und Nutzungsdauern und Unterhaltungskosten ebenso wie zu spezifischen
Kosten getroffen, die in folgender Tabelle 33 zusammengestellt sind.
141
Dezember 2013
Tabelle 33: Weitere Eingangsdaten für die dynamische Jahreskostenberechnung nach LAWA
Betrachtungszeitraum
50 Jahre (2011-2060)
Kostensteigerung
2% pro Jahr
Zinssatz für Kapitalwiedergewinnung
5 % pro Jahr
Bautechnische Anlagen
50 Jahre Nutzungsdauer
0,5% Unterhaltungskosten pro Jahr
Maschinentechnische Anlagen
2 % Unterhaltungskosten pro Jahr
Elektrotechnische Anlagen
2,5 % Unterhaltungskosten pro Jahr
Betriebskosten bzw. Einnahmen im Jahr 2011:
3
Trink- und Abwassserentgelt
3 83 €/m
Wärmeeinspeisevergütung
0 014 €/kWh
Personalkosten
50.000 € ro Jahr
Stromeinspeisevergütung
0 068 €/kWh
Strompreis
0 18 €/kWh
Kosten Gärresteentsorgung
15 €/m3
Grundlagen: Eigene Abschätzungen und Preise HAMBURG WASSER
6.7.3
Gesamtkostenvergleich
Nach der LAWA Methode wurde anhand der in den vorherigen Abschnitten eingeführten Eingangsdaten
(Investitionskosten, Betriebskosten und weitere Eingangsdaten) eine dynamische Jahreskostenberechung
für jedes der sechs Szenarien durchgeführt. Der Projektkostenbarwert wurde auf durchschnittliche Jahreskosten umgrechnet und auf die 1.890 Einwohner der Jenfeler Au bezogen.
Der spezifische Jahreskostenvergleich in Abbildung 77 zeigt, dass die fünf Systeme mit Stoffstromtrennung
(ALT1-ALT4 und REF2) also die Systeme des HAMBURG WATER Cycle deutlich teurer sind im Vergleich
zu einem Anschluss an das vorhandene Abwassersystem in Hamburg (REF1). Alleine die Mehrkosten für
die Investition in die Hausinstallation und die Grundstücksentwässerung liegen zwischen 1,7 und
2,5 Mio. €. Hinzu kommen je nach System Mehrkosten der
rauwasser- und Schwarzwassersammlung im
öffentlichen Bereich und bei allen fünf Systemen die Mehrkosten des Betriebshofes mit den
entsprechenenden
Anlagen
für
die
Schwarzwasser-
und
Grauwasserbehandlung.
Im
System
REF1:AKTUELL werden als Investitionskosten nur die Schmutzwasserbesielung des Quartiers der
Jenfelder Au berücksichtigt. Entsprechend sind die kapitlagebundenen spezifischen Jahreskosten (siehe
Tabelle 34) erheblich geringer (Faktor 2-3) als in den Systemen mit Stoffstromtrennung.
142
Dezember 2013
Abbildung 77: Spezifischer Jahreskostenvergleich der sechs Systeme
Außerdem sind die spezifischen Jahreskosten der vier Alternativen mit der Propelair-Toilette rund 7-15 %
geringer als die des in der Jenfelder Au geplanten Systems (REF2). Das ist in den höheren Mehrkosten für
die Investition für die Vakuumtoiletten und für die Hausinstallation mit Vakuumleitungen begründet, die sich
auch in den vergleichsweise hohen spezifischen kapitalgebundenen Jahreskosten der Tabelle 34 zeigen.
Die Jahreskosten der Varianten der Schwarzwassersammlung im Drucksystem (ALT 1) und im Schwerkraftsystem (ALT 2) sind vergleichbar und teilen sich auch gleich zwischen kapitalgebundenen und betriebsgebundenen Jahreskosten auf (vgl. Tabelle 34). Die Jahreskosten des ALT 4- Systems mit Sammeltanks und Saugwagen sind aufgrund größeren Personalaufwands höher als ALT1 und ALT2, da eine Person zusätzlich benötigt wird, die den Saugwagen bedient. Dies ist auch in Tabelle 34 anhand der höheren
spezifischen Betriebskosten des ALT4:SAUGWAGEN zu erkennen. Aufgrund des aufwendigen Vakuumtransportsystems im öffentlichen Bereich ist das ALT 3 das teuerste der vier Systeme mit PropelairToiletten.
Tabelle 34: Ergebnisse der Jahreskostenberechnung nach LAWA
Szenario
ALT1
ALT2
ALT3
ALT4
REF1
REF2
Mittlere Jahreskosten insgesamt
€/a
599.930
603.910
660.650
639.510
274.840
709.330
spez. Jahreskosten insgesamt
€/(E·a)
317
320
350
338
145
375
kapitalgebundene
spez. Jahreskosten
€/(E·a)
263
265
289
244
106
320
betriebsgebundene
spez. Jahreskosten
€/(E·a)
54
54
60
94
39
55
Die Unterschiede in den Jahreskosten sind primär auf die deutlichen Unterschiede der Investitionskosten
zurückzuführen, wie in der Höhe der kapitalgebundenen spezifischen Jahreskosten zu erkennen ist.
143
6.8
Dezember 2013
Bewertung und Ausblick
Die erfolgten Untersuchungen der Weiterentwicklung des HAMBURG WATER Cycle mit dem Einsatz der
neu entwickelten Propelair-Toilette haben sehr viel versprechende Ergebnisse hervorgebracht:

Die Toilette scheint unter Beachtung entsprechender Hausinstallation dafür geeignet, das
Schwarzwasser mit Druckstoß aus einem Haus heraus zu transportieren. Es sollte allerdings noch
die weitere Markteinführung beobachtet und die Beseitigung von technischen Problemen abgewartet werden, bevor die Propelair-Toiletten in Test-Haushalte eingebaut werden.

Der Transport des Schwarzwassers, das in Propelair-Toiletten gesammelt wurde, im öffentlichen
Bereich hin zu den Aufbereitungsanlagen scheint nach ersten Ergebnissen technisch machbar und
ökonomisch sowie energetisch vorteilhaft.

Die Variante ALT2 (Schwerkraft), die sowohl energetisch als auch ökonomisch am vorteilhaftesten
ist, ist praktisch mit den meisten Unsicherheiten behaftet. Denn auch wenn rechnerisch mit ideal
vermischem Schwarzwasser ein Transport im Gefällesiel möglich erscheint, ist es praktisch nicht
zu empfehlen, da in der Realität keine idealen Verhältnisse vorgefunden werden und mit Ablagerungen zu rechnen ist.

Der Transport mit Sammelschächten und Saugwagen (ALT4) ist technisch zwar umsetzbar, ist bei
den Betriebskosten jedoch die teuerste Variante. Dieses System könnte Akzeptanzprobleme haben, da beim Absaugen Abwassergerüche enstehen können und die Abholung mit Saugwagen in
einem Wohngebiet erfolgen muss.

Das alternative Vakuumsystem (ALT3) ist in Bezug auf die Jahreskosten attraktiver als das in der
Jenfelder Au geplante HAMBURG WATER Cycle System; vor allem aber ist dieses System interessant, da der Transport im öffentlichen Bereich technisch unabhängig von der Haus- und Grundstücksentwässerung konzipiert ist.

Das Druck-System mit Schneidradpumpen (ALT1) ist auch interessant und weiter zu verfolgen, da
die technische Umsetzbarkeit gegeben und dieses System energetisch und ökonomisch vorteilhaft
ist.
Der Einsatz der Propelairtoilette sollte im HAMBURG WATER Cycle weiter auf Praxistauglichkeit überprüft
und konzeptionell weiter untertsucht werden, sobald die Toiletten weiter entwickelt sind.
144
7.
Planungswerkzeuge und Verwertung der Ergebnisse
7.1
Erfahrungen mit Planungswerkzeugen
Zur Bemessung der Anlagentechnik für die Schwarzwasserverwertung und Grauwasserbehandlung, für die
Ermittlung des Wärmepotenzials, die Optimierung des Vakuumnetzes und die Auslegung der Transportsysteme wurden zum einen verschiedene Arbeits- und Merkblätter der DWA (bzw. ATV-DVWK) und DINNormen verwendet und zum anderen physikalische, thermodynamische und hydraulische Berechnungen
durchgeführt. Alle Berechnungen wurden mit dem Programm Excel erstellt.
Die energetische Bilanzierung der Wohngebäude im Quartier erfolgt nach DIN 4108-6 und DIN 4701-10.
Dazu wird das auf Excel basierende Programm „EnEV-XL 4.0“ des Instituts für Wohnen und Umwelt (IWU)
verwendet. Es ist aufgrund seiner Struktur universell einsetzbar, die Berechnungen sind nachvollziehbar
und nachprüfbar und es bietet die Möglichkeit, individuelle Definitionen der Wärmeerzeuger zu erstellen.
Die Wirtschaftlichkeitsbetrachtung wurde nach der Annuitätenmethode der LAWA (2005) durchgeführt.
Dazu wurde ebenfalls das Kalkulationsprogramm Excel eingesetzt.
7.2
Verwertung der Ergebnisse
Die Ergebnisse der energetischen und öknomischen Bilanzierung der wärmetechnischen Versorgung (vgl.
Kapitel 1) können in möglichen zukünftigen Gebieten und Forschungsprojekten genutzt werden. Das Ausschreibungsergebnis für die Wärmeversorgung der Jenfelder Au (von 2012) sieht eine Nutzung der von
HAMBURG WASSER aus Schwarzwasser erzeugten Wärme vor, unterstützt durch zusätzliche BHKWs,
die regeneratives Biogas nutzen.
Sobald in der Jenfelder Au repräsentative Grauwasser- und Schwarzwasserströme fließen und entsprechende Gärreste anfallen, werden die Technologien der Grauwasseraufbereitung und die Möglichkeiten
der Gärrestevorbehandlung und -verwertung (vgl. Kapitel 1 und Kapitel 1) auf ihre Praxistauglichkeit u.a.
mit Pilotanlagen im Rahmen des BMBF-KREIS-Prokjektes an dem Standort Jenfelder Au überprüft.
Die Ergebnisse der Strangüberwachung und der Optimierung des Unterdruckentwässerungssystems wurden in der Ausschreibung berücksichtigt und werden aktuell baulich in der Jenfelder Au umgesetzt (vgl.
Kapitel 1).
Die Untersuchung der Weiterentwicklung des HAMBURG WATER Cycle mit dem Einsatz der neu entwickelten Propelair-Toilette hat sehr viel versprechende Ergebnisse hervorgebracht (vgl. Kapitel 6): Die Toilette scheint unter Beachtung entsprechender Hausinstallation dafür geeignet, das Schwarzwasser mit
Druckstoß aus einem Haus heraus zu transportieren. Auch der Schwarzwassertransport im öffentlichen
Bereich hin zu den Aufbereitungsanlagen scheint technisch machbar und ökonomisch sowie energetisch
vorteilhaft zu sein. Es ist von Interesse, die Propelairtoilette im HAMBURG WATER Cycle weiter auf Praxistauglichkeit zu überprüfen und den Einsatz konzeptionell weiter zu untersuchen.
Dezember 2013
7
In einem weiteren Forschungsvorhaben BMBF-Vorhaben Networks , in dem Gebiete innerhalb Hamburgs
identifiziert werden, in denen Transformationsmöglichkeiten leitungsgebundener Infrastrukturen umgesetzt
werden könnten, gehen die Ergebnisse dieses Projektes ebenso ein wie in das Projekt, das die Umsetzung
8
des Demonstrationsprojektes in der Jenfelder Au wissenschaftlich begleitet (KREIS) .
7.3
Veröffentlichungen der Ergebnisse
HAMBURG WASSER hat zur Information und Kommunikation mit der Fachwelt und allgemeinen Öffentlichkeit
eine
eigene
Webseite
zum
HAMBURG
WATER
Cycle
in
der
Jenfelder
Au
(www.hamburgwatercycle.de) erstellt, die regelmäßig gepflegt wird. Die englische Übersetzung und die
Pflege der Webseite wird von der Europäischen Kommission über ein LIFE+ Projekt unterstützt.
Im Rahmen des durch das BMBF-Projekt „Demonstrationsvorhaben Stadtquartier Jenfelder Au – Die Kopplung von regenerativer Energiegewinnung mit innovativer Stadtentwässerung (kurz KREIS)“ geförderten
Projektes wurde eine Projektwebseite erstellt (www.kreis-jenfeld.de). Auf dieser wird die Arbeit der Begleitforschung dargestellt.
Folgende Artikel und Poster wurden im Rahmen von Konferenzen und in Fachzeitschriften veröffentlicht.

„Energetische O timierung des HAM UR
WATER Cycle ® im Stadtquartier Jenfelder Au“: Pos-
ter im Rahmen des EnEff:Stadt-Kongress 2012 – Kommunale Beiträge zur Energiewende
(17.01.2012)

“HAM UR
®
WATER Cycle in Karlshöhe and in the Settlement Jenfelder Au - Lighthouse Projects
towards Sustainable Sanitation”: Pa er im Rahmen des Danish Water Research Platform / Danish
Water Forum (26.01.2012)

“Source Control of Wastewater on a District Scale - A Best Practice Example for Enhanced Water
and Energy Efficiency”: Pa er im Rahmen der ACWUA’s 5
th
Best Practices Conference
(04.06.2012)

“Neue Ans tze zur Analyse der Trinkwasserverwendung“: Fachartikel in der „gwf-WasserAbwasser“ (30.07.2012)

„HAM UR
®
WATER CYCLE
Jenfelder Au“: Poster im Rahmen der Nord au Neumünster
(05.09.2012)
7
FKZ 033W006D Networks 1.5.2013-30.4.2016.
8
FKZ 033L047B KREIS 1.11.2011-31-10-2014. Eine zweite Phase wird beantragt.
146

Dezember 2013
®
„Versorgung durch Entsorgung – Der Beitrag des HAMBURG WATER Cycle zum Energiekonzept
des Klimamodellstadtteil Jenfelder Au“: Pa er im Rahmen des Kolloquiums der Abwasserwirtschaft
der Technischen Universität Hamburg-Harburg, Hamburg (12.09.2012)

„Versorgung durch Entsorgung – Der Beitrag des HAMBURG WATER Cycle zum Energiekonzept
des Klimamodellstadtteil Jenfelder Au“: Pa er im Rahmen der NASS-Tage, Eschborn (06.11.2012)

„HAM UR
WATER Cycle in der Jenfelder Au“: Fachartikel in der „wwt wasserwirtschaft wasser-
technik“ (01.02.2013)

„Towards Sustainable Sanitation – The HAM UR
WATER Cycle in the settlement Jenfelder Au”:
Fachartikel in der „Water Science and Technology“ (25.02.2013)
Geplante Veröffentlichung:
“HAM UR
WATER Cycle ® Jenfelder Au - A New Sanitation System on a District Scale“: Pa er im Rah-
men der IFAT (Weltleitmesse für Wasser-, Abwasser-, Abfall- und Rohstoffwirtschaft), München
(07.05.2014)
147
8.
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158
9.
Anlagen
9.1
Anlage zu TAP4: Berechnungen zur Vakuumstation nach DIN 12109 und DIN EN 1091
Annahmen:
Strang 1+2+3
Strang 1
Strang 2+3
260
Wohneinheiten Strang 2+3
370
370
WE
Wohneinheiten HWC
630
260
370
WE
2
2
2
1260
520
740
Stück
Abflusswert Schmutzwasser pro Toilette DU
0,5
0,5
0,5
L/s
Abflusswert Luft pro Toilette AL
10
10
10
L/s
Benutzungsheufigkeitsfaktor K gemäß DIN 12109
0,5
0,5
0,5
Anzahl Toiletten pro WE
Anzahl Toiletten HWC
Sicherheitsfaktor SF gemäß DIN 1091
260
Einheit
Wohneinheiten Strang1
WE
Stück/WE
1,25
1,25
1,25
Adiabatenkoeffizeint к
1,4
1,4
1,4
Tiefster Betriebsdruck P min
25
25
50
kPa
Höchster Betriebsdruck P max
35
35
60
kPa
Mittlerer Betriebsdruck P mittel
30
30
55
kPa
Wirkungsgrad Abwasser um e ηS
48
48
48
%
Wirkungsgrad Vakuumpumpe ηL
40
40
40
%
Einschalthäufugkeit f
12
12
12
mal/h
12,55
8,06
45,18
29,02
Schmutzwasserdurchfluss
Bemessungsabwasserabfluss QW
9,62
34,62
L/s
m3/h
Schmutzwasserpumpen
Anzahl Schmutzwasserpumpen (1 Reserve)
2
1
1
6,27
8,06
9,62
22,59
29,02
34,62
m3/h
0,30
0,30
0,30
bar
16
16
16
m
75
75
50
kPa
Manometrischer Förderdruck
265
265
240
kPa
Leitungsaufnahme je Pumpe P S,p
3,46
4,45
4,81
kW
L/s
Förderleistung der Einzelpumpe QS,p
Hydraulische Druckhöhe (Verlust in der Leitung)
Δ hydr
eod tische Höhendifferenz Δh geo
Überwindender Unterdruck Δ vac
Stück
L/s
Luftdurchsatz
QL gegen 1 bar
56,12
36,06
43,01
202,05
129,80
154,84
m3/h
Dezember 2013
Ansaugvolumenstrom (bei Betriebsdruck)
QL,s gegen Betriebsdruck
233,85
150,23
97,75
L/s
841,87
540,83
351,91
4
3
3
280,62
270,42
175,96
5,96
5,74
3,69
kW
Speichervolumen Wasser Vw
0,47
0,60
0,72
m3
Speichervolumen Luft WL
4,38
5,63
6,72
m3
2
1
1
2,43
6,24
7,44
m3/h
Vakuumpumpen
Anzahl Vakuumpumpen (1 Reserve)
Förderleistung der Einzelpumpe QL,p,s
Leistungsaufnahme je Vakuumpumpe
Stück
m3/h
Vakuumtank
Anzahl Vakuumtanks
Speichervolumen pro Tank
Stück
m3
Stromverbrauch
spez. Spülwasserverbrauch
spez. Spülluftverbrauch
Einwohnerzahl pro Haushalt
Einwohnerzahl Strang 1
6
6
6
L/(E∙d)
360
360
360
L/(E∙d)
3
3
3
E/WE
780
780
0
E
Einwohnerzahl Strang 2+3
1110
0
1110
E
Einwohnerzahl gesamt
1890
780
1110
E
Tagesschwarzwassermenge
11,34
4,68
6,66
m3/d
Tagesspülluftmenge bei 1 bar
680,4
280,8
399,6
m3/d
Tagesluftmeng bei Betriebsdruck
2268
936
727
m3/d
Betriebsstunden Abwasserpumpen
0,50
0,16
0,19
h
Betriebsstunden Vakuumpumpen
8,08
3,46
4,13
h
Stromverbrauch Abwasserpumpen
1,74
0,72
0,93
kWh/d
Stromverbrauch Vakuumpumpen
48,13
19,87
15,25
kWh/d
Stromverbrauch im Jahr
18204
7513
5904
kWh/a
9,63
9,63
5,32
kWh/(E∙a)
Stromverbrauch pro Einwohner im Jahr
160
9.2
Dezember 2013
Anlagen zu TAP5
Die folgenden Anlagen umfassen Informationen zur Propelair-Toilette und zum Schwarzwasser-Transport.
Dabei sind in Anlage I die Patente zur Propelair-Toilette und in Anlage II die Versuche zur PropelairToilette zusammengefasst. In Anlage III sind die Ergebnisse der von Veritec Consulting Inc (Gauley, 2005)
durchgeführten Untersuchungen dargestellt. Die Bestimmung des Schwarzwasser-Volumenstroms zur
Auslegung der Rohrleitungen kann Anlage IV (Drucksystem) und Anlage V (Gefällesiel) entnommen werden. Ergänzt werden diese Berechnungen durch praktische Schwarzwasser-Modellierungsversuche (Anlage VI).
Die in den Anlagen referenzierte Literatur ist in Kapitel 1 zu finden.
Anlage I: Patente zur Propelair-Toilette
Es wurden die Patente bezüglich der Propelair Toilette, hergestellt durch Phoenix Product Development,
recherchiert. Das Europäische Patentamt, Patentamt der Vereinigten Staaten und weitere Suchmaschinen
(Google Patents, usw.) wurden durchsucht.
Insgesamt hat Phoenix Product Development in den letzten Jahren mehrere Patente beantragt, die sich auf
drei Erfindungen im Zusammenhang mit der Propelair Toilette beziehen.

Ein
Behälter
(A
Container,
Patentanmeldung
WO
2006/043042
A1,
2006);
Ein Behälter mit schließbarem Deckel und Klemmhebel (A Container with a Lockable Lid and a Release Handle, Patentanmeldung GB 2419377 A, 2006)

Selbst ausrichtende Drehkolbenmaschine (Self-Aligning Rotary Piston Machine, Patentanmeldung
WO 2007/031724 A1, 2007)

Wasserklosett bzw. WC (Water Closet, Patentanmeldung US D465,562 S, 2002)
Eine aktuelle Liste von Patentnummern ist in Tabelle 35 dargestellt.
„Ein
eh lter“ (Patentanmeldung WO 2006/043042 A1 2006) und „Ein
und Klemmhebel“ (Patentanmeldung
eh lter mit schließbarem Deckel
2419377 A 2006)
Das Patent „ eh lter“ (Patentanmeldung WO 2006/043042 A1 2006) und das Patent „ eh lter mit
schließbarem Deckel und Klemmhebel“ (Patentanmeldung
2419377 A 2006) betreffen die gleiche
Erfindung. Aus diesem Grund werden beide Patente zusammen beschrieben. Das Patent „ eh lter“ wurde
2010 beim Europäischen Patentamt und 2012 beim Patentamt der Vereinigten Staaten erteilt (WIPO,
2012). Das Patent „ eh lter mit schließbarem Deckel und Klemmhebel“ wurde vor der Erteilung gekündigt
(UK IPO, 2012).
Der Behälter besteht aus einem Toilettenbecken, einem Deckel und einer Verriegelungseinheit mit integriertem Griff (Klemmhebel), die den Deckel am Toilettenbecken sichert. Die Verriegelungseinheit wird
durch den Griff bewegt. Sie verriegelt sich, wenn der Griff nach unten gedrückt wird und löst sich, wenn der
Griff nach oben gezogen wird.
161
Dezember 2013
Die Verriegelungseinheit besteht aus einem Hebel, einer Einrastvertiefung (z. B. Rille) und einem Kontrollmechanismus. Der Kontrollmechanismus ist z. B. ein Schlitz mit Befestigungszapfen.
Der Deckel ist
schwenkbar am Toilettenbecken befestigt, kann aber auch komplett abnehmbar sein.
Die Verriegelungseinheit kann mit oder ohne Dichtung ausgeführt werden. Für ein WC, in dem Abwasser
per Druckluftmittel abtransportiert wird, ist eine Anwendung der Verriegelungseinheit mit Dichtung notwendig, da das Toilettenbecken unter Druck gesetzt wird.
Es ist darauf hinzuweisen, dass die oben beschreibende Konfiguration nur eine Ausführung der Erfindung
darstellt. Insofern sind andere Möglichkeiten für die Verriegelungseinheit, Deckelbefestigung, usw. nicht
ausgeschlossen.
Hauptvorteile:

Einfache Bedienung mit einer Hand möglich

Lücken, die zwischen der Dichtung und dem Deckel auftreten, werden abgedichtet, wenn das Toilettenbecken unter Druck gesetzt wird. Die Dichtung kann Ungenauigkeiten, die durch die Fertigung des Keramik-Toilettenbeckens entstehen können, teilweise ausgleichen. Darüber hinaus
funktioniert das Dichtungssystem sogar, wenn der Klemmhebel nicht eingerastet ist, da eine effektive Dichtung entsteht, sobald das System unter Druck gesetzt wird.

Der Griff ist auch eine optische Anzeige, die den Nutzer darauf aufmerksam macht, wenn der Deckel nicht vernünftig verriegelt ist.

Durch den Griff kann der Deckel betätigt werden, ohne mit kontaminierten Flächen in Kontakt zu
kommen.

Die glatte Oberfläche vereinfacht die Reinigung des Behälters und bietet auch ein ansprechendes
Äußeres und Komfortniveau.
Abbildung 78 und Abbildung 79 zeigen angepasste Zeichnungen der Patentunterlagen, um die beschriebenen Hauptkomponenten darzustellen.
162
Dezember 2013
Abbildung 78: Behälter in offener Position
(Patentanmeldung WO 2006/043042 A1, 2006)
Abbildung 79: Detaillierte Darstellung der Verriegelungseinheit
(Patentanmeldung GB 2419377 A, 2006)
Selbst ausrichtende Drehkolbenmaschine (Patentanmeldung WO 2007/031724 A1, 2007)
In der Patentanmeldung WO 2007/031724 A1 handelt es sich um einen Drehkolbenverdichter. Dieses Patent wurde 2011 beim Patentamt der Vereinigten Staaten und 2013 beim Europäischen Patentamt erteilt.
Drehkolbenverdichter können größere Mengen Luft verdrängen. Konventionelle Drehkolbenverdichter benötigen bei der Herstellung hohe Genauigkeit und sind insofern für kostengünstige/leicht-belastete Anwendungen (z. B. Toilette) nicht geeignet. Die Patentunterlagen verdeutlichen, dass die Komplexität des Fertigungsverfahrens der selbst ausrichtenden Drehkolbenmaschine, viel niedriger ist als bei einem konventionellen Drehkolbenverdichter.
Hauptvorteile der selbst ausrichtenden Drehkolbenmaschine:

Einfache und kostengünstige Herstellung durch Plastik-Spritzgussverfahren

Einfacher Zusammenbau

Automatische Anpassung während des Betriebs, so dass Ungenauigkeiten der Fertigung ausgeglichen werden können

Flexibilität der Komponenten, damit interne Verluste und Blockierungen vermieden werden können
Der Drehkolben besteht aus einem äußeren Zylinder mit Endkappen (Stator), Ein- und Auslauföffnungen,
einem exzentrisch montierten Rotor und vier Flügeln, die schwenkbar am Rotor befestigt sind. Die Flügel
sind mit dem Zylinder hydraulisch verbunden und erzeugen dabei expandierende und kontrahierende
Kammern, wenn sich der Kolben dreht.
Jeder Flügel ist zylindrisch gewölbt, so dass das Äußere der Flügel während des Betriebs des Drehkolbenverdichters eine kontinuierliche rutschende Dichtung erzeugt. Die Flügel und der Rotor sind mit einem
163
Dezember 2013
offenen Gelenk verbunden. Dieses Gelenk wird durch den Druck, der während des Betriebs entsteht, zusammengehalten. Da sich das Gelenk während des Betriebs des Verdichters automatisch bewegt, ist die
Fertigung des Drehkolbenverdichters wesentlich einfacher. Die Flügel sind nur senkrecht am Rotor biegesteif, damit sie axial- und drehelastisch sind. Somit können sich die Flügel längsweise des Rotors automatisch angleichen und damit Ungenauigkeiten, die bei der Fertigung des Drehkolbenverdichters vorkommen
können, ausgleichen (selbst-korrigierende Maschine). Die Flügel sowie der Rotor haben Stützrippen, die
dafür sorgen, dass senkrecht am Rotor alle wichtigen Komponenten biegesteif bleiben.
Der Drehkolbenverdichter wird mit einem WC und Entwässerungssytem kombiniert. In so einem System
sorgt die Druckluft, die während des Betriebs des Drehkolbenverdichters erzeugt wird, dafür, dass das
Abwasser durch das Entwässerungssytem transportiert wird. In dieser Ausführung kann der Verdichter
entweder mit Wasser vom Spülkasten oder Wasser von anderer Quelle geschmiert werden. Die Erfinder
geben an, dass die Anwendung dieses Verdichters mit einem WC viel weniger Wasser als eine konventionelle Toilette benötigt.
Wenn das Abwasser durch das Entwässerungssytem abgeleitet ist, wird der Verdichter nicht mehr beansprucht. Im Allgemeinen, wenn ein Drehkolbenverdichter nicht mehr beansprucht wird, erzeugt der Verdichter keinen kontinuierlichen Luftstrom. Somit sind die Geruchverschlüsse anderer Geräte, die mit der
Leitung verbunden sind, vor druckinduzierter Entleerung geschützt.
Weitere Punkte:

Jeder Flügel hat eine sekundäre Dichtung, die neben dem Gelenk fest gemacht ist. Die sekundären Dichtungen sorgen dafür, dass keine Druckluft zwischen den Kammern ausgetauscht wird.

Die Drehkolbenmaschine kann entweder aus Kunststoff oder aus kunststoffbeschichtetem Metall
(für Schwereinsatz geeignet) hergestellt werden.

Die Ein- und Auslauföffnungen sind so geformt, dass sie das Profil der Kammern, die sich am maximalen Verengungspunkt ergeben, aufnehmen. Dies sorgt für eine maximale Luftaufnahme und
optimale Entlüftung.
Grundsätzlich ist der Hauptvorteil des vorgeschlagenen Drehkolbenverdichters, dass Ungenauigkeiten in
der Fertigung sowie Ausrichtungsfehler relativ gut angepasst werden können. Die Fertigung und die Bedienung sind dadurch wesentlich einfacher, da sich der Verdichter während des Vorgangs selbst ausrichtet.
Abbildung 80 zeigt eine angepasste Zeichnung aus den Patentunterlagen, um den Zusammenhang der
Hauptkomponenten zu verdeutlichen.
164
Dezember 2013
Abbildung 80: Drehkolbenverdichter
(Patentanmeldung WO 2007/031724 A1 , 2007)
Wasserklosett (Patentanmeldung US D465,562 S, 2002)
Dieses Patent ist ein Design-Patent für die Gestaltung eines Wasserklosetts. Die Unterlagen beinhalten
mehrere Zeichnungen des Wasserklosetts inklusive Deckel und Sitz. Die Zeichnungen sind der Patentanmeldung US D465,562 S zu entnehmen. Dieses Patent wurde 2002 beim Patentamt der Vereinigten Staaten erteilt.
165
Dezember 2013
Tabelle 35: Zusammenfassung der Patente der Phoenix Product Development Ltd.
ICP: International Patent Classification; EC: European Classification (Europäisches Patentamt, 2012)
Bezeichnung
Patent
IPC / EC
Patent Number
Published
A Container
Patent Application
International:
KR 20070083750 (A)
2007
A47K13/24;
WO 2006043042 (A1)
2006
A47K13/00
NO20071627 (A)
2007
European:
NO330327 (B1)
2011
A47K13/24A;
JP2008516861 (T)
2008
B65D43/22;
EP1838193 (A1)
2007
B65F1/16C
EP1838193 (B1)
2010
CA2585996 (A1)
2006
AU2005297041 (A1)
2006
AU2005297041 (A1)
2011
PT1838193 (E)
2010
MX2007004680 (A)
2007
CN101039615 (A)
2007
CN101039615 (B)
2010
ZA200704083 (A)
2008
US2008178375 (A1)
2008
International:
DK1838193 (T3)
2010
lockable lid and a
A47K13/24;
GB2419377 (A)
2006
release handle
B65D43/22;
NZ554806 (A)
2010
A47K13/00;
ES2346330 (T3)
2010
B65D43/14
BRPI0516388 (A)
2008
European:
AT468798 (T)
2010
A47K13/24A
US8176576 (B2)
2012
International:
US 2008/253915 A1
2008
Rotary Piston
F01C1/44;
WO2007031724 (A1)
2007
Machine
F01C5/02;
EP1937939 (A1)
2008
F01C1/00;
CN101305162 (A)
2008
F01C5/00
CA2622130 (A1)
2007
European:
AU2006290557 (A1)
2007
F01C1/44;
AU2006290557 (A2)
2009
US D465,562 S
2002
A container with a
Self-Aligning
Patent Application
Patent Application
F01C5/02
Water Closet
United States
-
Design Patent
166
Dezember 2013
Anlage II: Versuche zur Propelair-Toilette
II.1
Einleitung
Die Propelair-Toilette ist eine neuartige Drucktoilette, welche mit einer Spülmenge von 1,5 L Wasser und
einem Druckstoß von 0,04 bar arbeitet (theoretischer Überdruck: 0,04 bar, real gemessen: 0,033 bar (Moore, 2012)).
Die Propelair-Toilette wurde in England von Garry Moore entwickelt und wird aktuell in Zusammenarbeit
mit Phoenix Development (als Prototyp) produziert (Patentanmeldung GB 2419377 A, 2006; Patentanmeldung WO 2007/031724 A1, 2007). Von dem britischen Water Research Center (WRc) wurden verschiedene Untersuchungen mit der Propelair-Toilette durchgeführt (Gormley, et al., 2006; Littlewood et al., 2007;
WRc-NSF Ltd., 2007).
Nach DIN 12056-2 werden vier Systemtypen bei Anschlussleitungen unterschieden. In dem in Deutschland
üblichen System I (siehe Abbildung 81) werden die einzelnen Sanitäreinrichtungen gemeinsam an eine
Sammelanschlussleitung angeschlossen, welche in eine Fallleitung mündet. Der Füllungsgrad h/d der Einzelanschlussleitungen beträgt 0,5. System II (siehe Abbildung 81) unterscheidet sich von System I nur
durch den höheren Füllungsgrad h/d von 0,7. Bei dem in England häufig verwendeten System III (siehe
Abbildung 82) hingegen wird jede Sanitäreinrichtung separat an die Fallleitung angeschlossen. Die Einzelanschlussleitungen dürfen einen Füllungsgrad h/d von 1,0 besitzen. System IV (siehe Abbildung 83) setzt
getrennte Fallleitungen für Grauwasser und Schwarzwasser ein und kann die Füllungsgrade der Systeme I
bis III verwenden.
Abbildung 81: System I und II
(IKZ, 2009)
Abbildung 82: System III
(IKZ, 2009)
Abbildung 83: System IV
(IKZ, 2009)
Um eine Abschätzung darüber zu machen, ob die Propelair-Toilette anstelle der Vakuumtoilette in dem
®
HAMBURG WATER Cycle in der Jenfelder Au den Schwarzwassertransport übernehmen kann, wurde in
einem Versuchsraum auf dem Gelände der Kläranlage Köhlbrandhöft von HAMBURG WASSER ein Teststand mit zwei Propelair-Toiletten aufgebaut.
Dort wurden Vorversuche und Vertiefungsversuche zur Untersuchung des Feststofftransportes in Abhängigkeit von den Parametern Rohrdurchmesser, Gefälle der Grundleitung, Probengewicht, Probenkonsistenz und Länge der Fallleitung durchgeführt. Zudem wurde die Auswirkung von Sprüngen in einer DN 50Grundleitung untersucht, wie sie in der Verlegung von Vakuumsystemen üblich sind. Außerdem wurde in
167
Dezember 2013
einer Versuchsreihe eine Drainwave in die Grundleitung eingebaut, um den Weitertransport durch diese zu
testen.
Aus den Versuchsergebnissen wurden dann vorläufige Ergebnisse abgeleitet, welche Hausinstallation
gewählt werden müsste, um die Propelair-Toiletten in der Jenfelder Au einzubauen. Allerdings ist darauf
hinzuweisen, dass einerseits die getesteten Propelair-Toiletten Prototypen waren, die nicht immer einwandfrei funktionierten und andererseits nicht alle Aufbauvarianten der Versuche der Norm DIN 1986100:2008 entsprechen. Ziel war es, grundsätzlich zu testen, ob ein Schwarzwassertransport mit PropelairToiletten in der Hausinstallation möglich ist und wenn ja, auf welche Rahmenbedingungen geachtet werden
muss und welche Grenzen bestehen.
Versuchsübersicht mit Terminen

Vorversuche Propelair
05.-12.10.2012

Vertiefungsversuche I Propelair
30.10.2012
02.12.2012
06.12.2012

Vertiefungsversuche II Propelair
12.12.2012
09.+14.01.2013

Versuche Propelair mit DN 50-Leitungen
21.01.2013
30.01.2013

Versuche Drainwave
14.01.2013
21.01.2013
II.2
Randbedingungen des Teststandes
Zur Planung des Teststandes wurden die Richtwerte und Normen für Anschlussleitungen im deutschen
Sanitärsystem I ebenso in Betracht gezogen wie die erforderlichen Nennweiten für Schwarzwasserleitungen. Es gibt unterschiedliche Ansätze, Teststücke als künstliche Fäzes für die hier durchgeführten Tests zu
erstellen. Nach Recherchen wurde die Methode von Gauly (2006) ausgewählt, da diese den natürlichen
Fäzes deutlich ähnlicher sind als andere genutzte Teststücke (wie z. B. Normprüfkörper nach DIN EN 997).
Während der laufenden Tests wurden diese Teststücke durch weitere ergänzt.
Richtwerte und Normen für Anschlussleitungen

Für System I gilt für belüftete Anschlussleitungen nach DIN 12056-2 bzw. DIN 1986-100:2008:
o
Füllungsgrad h/d = 0,5
o
maximale Rohrlänge: 10,0 m
o
keine Begrenzung der maximalen Anzahl an 90°-Bogen
168

Dezember 2013
o
maximale Absturzhöhe: 3,0 m
o
Mindestgefälle der Leitungen: 0,5 %
Reduzierung der Nennweiten in Fließrichtung ist nach DIN 1986-100:2008, außer für planmäßig vollgefüllte Regenwasserleitungen, nicht zulässig

Mindestdurchmesser für WC-Anschlussleitung bei Gefälle < 2 % ist DN 80 (Gaßner, 2003)

Die Nennweite einer Einzelanschlussleitung muss zur Vermeidung von Vollfüllungen um eine
Nennweite größer sein als die des Geruchverschlusses (Gaßner, 2003). Für folgende Fälle ist
die Anschlussleitung um zwei Nennweiten größer zu wählen als der Geruchverschluss:
o
Längen > 4 m für Geruchverschlüsse in DN 40 oder DN 50
o
Längen > 5 m für Geruchverschlüsse in DN 70
o
Sturzstrecken mit Höhen > 50 cm
o
Mehr als drei Richtungsänderungen (einschließlich Abgangsbogen am Geruchverschluss)

Der Abstand zur Fallleitung von Apparaten mit tief liegendem Abwasseranschluss (z. B. Dusche, Badewanne, Bidet) wird durch das Leitungsgefälle, die Anschlusshöhe oberhalb des fertigen Fußbodens (FFO), die Nennweite der Rohrleitung, sowie durch das Rohrmaterial beeinflusst und begrenzt (Gaßner, 2003).


II.2.1
Für Anschlussleitungen in DN 80 gilt (Gaßner, 2003):
o
Maximal 6 Sanitärapparate, darunter 2 wandhängende 6 L-WCs mit Spülkasten
o
maximaler Abstand eines 6 L-WCs von der Fallleitung ist 5 m
o
maximal eine Richtungsänderung von 90°
o
Mindestgefälle ist 0,5 %
Für Fallleitungen gilt: Mindestdurchmesser ist DN 70 (Gaßner, 2003)
Bestimmung erforderlicher Nennweiten von Schwarzwasserleitungen
Die mindestens erforderlichen Nennweiten von Schwarzwasserleitungen lassen sich analog zur Auslegung
von Schmutzwasserleitungen gemäß DIN 1986-100:2008 über die Betrachtung der Anschlusswerte der
angeschlossenen Entwässerungsgegenstände ermitteln. In Tabelle 36 sind Anschlusswerte aus Tabelle 6
in DIN 1986-100:2008 angegeben, wobei auch die Werte für ein Waschbecken, eine Dusche (ohne Stöpsel) und eine Waschmaschine (bis 6 kg) zum Vergleich zum WC mit einem 4,0 L bzw. 4,5 L Spülkasten
angegeben sind.
169
Dezember 2013
Tabelle 36: Anschlusswerte und Nennweiten von belüfteten Einzelanschlussleitung
gemäß DIN 1986-100:2008
Entwässerungsgegenstand
Anschlusswert DU in L/s
Einzelanschlussleitung
WC mit 4,0 / 4,5 L Spülkasten
1,8
DN 80 / DN 90
Waschbecken
0,5
DN 40
Dusche ohne Stöpsel
0,6
DN 50
Waschmaschine bis 6 kg
0,8
DN 50
Als Abflusskennzahlen K werden K = 0,5 für unregelmäßig benutzte Entwässerungsgegenstände (z. B.
Wohnhäuser), K = 0,7 für die regelmäßige Benutzung (z. B. Restaurants), und K = 1,0 für häufig benutzte
Entwässerungsgegenständen (z. B. öffentliche Toiletten) gemäß Tabelle 5 in DIN 1986-100:2008 für die
Berechnung eingesetzt.
Es ergeben sich für ein 4 L-WC die in Tabelle 37 dargestellten Schmutzwasserabflüsse und erforderlichen
Nennweiten.
Tabelle 37: Schmutzwasserabflüsse und berechnete erforderliche Nennweiten
für einzeln angeschlossene 4 L-WC
Entwässerungsgegenstand
Einsatzgebiet
Schmutzwasser-
Berechnete erforderliche
abfluss in L/s
Nennweite
4 L-WC
Wohnung
0,67
DN 50
4 L-WC
Restaurant
0,94
DN 60
4 L-WC
Öffentlicher Bereich
1,34
DN 70
Da allerdings die Einzelanschlussleitung des WC mit 4,0 / 4,5 L Spülkasten die Nennweite DN 80 / DN 90
erfordert, sind trotz der berechneten Nennweiten Einzelanschlussleitungen mit mindestens DN 80 / DN 90
zu verwenden. Die Propelair-Toilette setzt pro Spülung allerdings nur 1,5 L Wasser ein, daher muss möglicherweise abweichend von der Norm eine geringere Nennweite für die Anschlussleitung gewählt werden,
um einen sicheren Feststofftransport zu gewährleisten.
II.2.3
Teststücke und Teststand
Es wurden Teststücke aus einer Mischung aus Sojabohnenpaste und Mehl gewählt (Gauley und Koeller,
2009). Die in den jeweiligen Versuchen gewählte Größe der Teststücke und Konsistenz (Verhältnis Sojabohnenpaste zu Mehl) wird in der jeweiligen Versuchsbeschreibung angegeben.
170
Dezember 2013
Als Vorgabe für die Wahl der zuzugebenden Mehlmenge und somit der Konsistenz diente eine interne
Laboruntersuchung, die einen TR-Gehaltes der eingesetzten Sojabohnenpaste von TR = 52,8 % ergab.
Nach der DWA (DWA, 2008) sind die Kennzahlen für Fäzes eine Abflussmenge von 0,14 L/(E∙d) bei einem
TS (Median) von 38 g/(E∙d) TS (min) von 21 g/(E∙d) und TS (max) von 60 g/(E∙d).
Für die Teststücke aus Sojabohnenpaste und Mehl wurde ein Gewicht von 150 g (bzw. 250 g) gewählt. Die
Mischung wurde dann mit einer Presse in Wurstform gebracht. Das jeweils in den Versuchen verwendete
Verhältnis von Sojabohnenpaste und Mehl, sowie die Größe und das Gewicht der Teststücke sind unten
angegeben.
Es wurde angenommen, dass einem Großgeschäft im Durchschnitt fünf Kleingeschäfte folgen. Daher wurde diese Abfolge der Groß- und Kleingeschäfte in den Versuchen eingesetzt.
Da zunächst die Propelair-Toiletten noch nicht verfügbar waren, wurden als erstes vorbereitende Versuche
zum Feststofftransport mit 1,5 L-Spülungen durchgeführt, um die Propelair-Toilettenspülung zu simulieren.
Der Versuchsaufbau ist Abbildung 84 zu entnehmen. Dabei wurden die Proben auf zwei unterschiedlichen
Höhen in die Fallleitung (DN 110) gegeben und die Transportdistanz in der Grundleitung (DN 110) ab der
Fallleitung gemessen.
Abbildung 84: Versuchsaufbau
Die Ergebnisse sind in Abbildung 85 zu sehen.
Abbildung 85: Transportdistanzen mit 1,5 L-Eimer-Spülung
171
II.3
Dezember 2013
Vorversuche zur Propelair-Toilette
Ziel der Vorversuche war eine erste Untersuchung des Feststofftransportes durch Propelair-Toiletten. Dabei wurden der Einfluss unterschiedlicher Rohrdurchmesser (DN 50-Schlauch, DN 110-Rohr),
Quer-
schnittübergänge, Kompressoreinstellungen (2 Sekunden und 4 Sekunden Laufzeit), Testkörpergrößen,
Gefälle der Grundleitung (0,5 % und 1 %), sowie einer Höhendifferenz der Toilettenanbringung (mit 1,3 m
Fallleitung der „Obergeschoss“-Toilette ohne Fallleitung bei „Erdgeschoss“-Toilette) untersucht.
II.3.1
Aufbau und Durchführung
Die Versuche wurden mit Teststücken aus Sojabohnenpaste (siehe Abbildung 86) durchgeführt, deren
Herstellung angelehnt an Gauley (Gauley und Koeller, 2009) ist. Die Sojabohnenpaste, welche abweichend
von Gauley mit Mehl vermischt wurde, wurde in Testkörper mit einer Länge von ca. 10 cm, einem Durchmesser von ca. 2 cm Durchmesser und einem Gewicht von ca. 50 g gepresst. Das Mischungsverhältnis
von Sojabohnenpaste und Mehl wurde nicht dokumentiert und kann innerhalb der Vorversuche variieren.
Abbildung 86: Herstellung der Teststücke aus Sojabohnenpaste und Mehl
(Richtwert m = 50 g, l = 10 cm, d = 2 cm)
Jeder Versuch: 1x Großgeschäft: wenn nicht anders angegeben: 6 Würstchen mit je ca. 50 g, mit 12 Stücke Toilettenpapier (2-lagig); anschließend 5x Kleingeschäfte (nur Spülung, ohne Probe oder Toilettenpapier).
Gemessen wurden jeweils die minimale Transportdistanz der Festkörper, sowie die Transportdistanz von
50% der Probe bzw. dem größten Probenstück.
Die Aufbauvarianten der verschiedenen Vorversuche lassen sich in vier Grundvarianten unterteilen, deren
Hauptmerkmale in Abbildung 87 dargestellt sind.
172
Dezember 2013
Abbildung 87: Grundvarianten des Aufbaus der Vorversuche
Eine Kombination der Aufbauvarianten 1 und 3 sind in Abbildung 88 gezeigt.
Abbildung 88: Versuchsaufbau Propelair-Teststand Köhlbrandhöft
Als Transportleitungen wurden transparentes PVC-Rohr in DN 110, orangenes KG-Rohr in DN 110 (Fallleitung), graues PP-Rohr in DN 50, sowie transparente Kunststoffschläuche in DN 50 (di = 50 mm) verwendet. Die Passstücke bestehen aus PP-HT- bzw. KG-Material. Für die Querschnittübergänge wurden PPReduziermuffen (siehe Abbildung 89) eingesetzt oder der DN 50-Schlauch in das DN 110-Rohr gesteckt.
173
Dezember 2013
Die Propelair-Toiletten wurden mit einer flexiblen Kupplung (siehe Abbildung 90) in ca. DN 75 mit der Anschlussleitung verbunden.
Abbildung 89: PP-Reduziermuffe DN 110 auf DN 50
Abbildung 90: flexible Kupplung DN 75
Aufbau 1a: hauptsächlich DN 110 Leitungen
Versuch Nr.:
1, 3
Toilette EG / OG:
EG
Anschlussmuffe Toilette:
flexible Kupplung (siehe Abbildung 92)
Anschlussleitung:
DN 50 Rohr (ca. 1/3 Strecke), DN 110 Rohr (siehe Abbildung 91)
Querschnittsübergang:
in Anschlussleitung: PP-Reduziermuffe
Übergang zu Fallleitung:
T-Stück
Fallleitung:
DN 110 Rohr
Grundleitung:
DN 110 Rohr
Gefälle der Grundleitung:
1%
Gewicht Probe:
330 g / 295 g
Abbildung 91: Anschlussleitung aus Rohren
in DN 110 und DN 50, Fallleitung in DN 110
Abbildung 92: flexible Kupplung als Toilettenanschluss
Aufbau 1b: wie Aufbau 1a, aber anderes Gefälle
Versuch Nr.:
5, 6
0,5 %
Gewicht Probe:
315 g / 265 g
Aufbau 1c: wie Aufbau 1b, aber 10 Min Pause zwischen Spülungen
Versuch Nr.:
11, 12
0,5 %
Gewicht Probe:
225 g / 240 g
Bemerkung:
10 Minuten Pause zwischen Spülungen
174
Dezember 2013
Aufbau 2: vollständig DN 50 Schlauch
Versuch Nr.:
7, 8
Toilette EG / OG:
EG
PP-Reduziermuffe (siehe Abbildung 93)
Anschlussleitung:
DN 50 Schlauch (siehe Abbildung 94)
-
-
Fallleitung:
DN 50 Schlauch
Grundleitung:
ca. 0,5 %
Gewicht Probe:
275 g / 270 g
Abbildung 93: PP-Reduziermuffe als Toilettenanschluss
Abbildung 94: transparenter Kunststoffschlauch
als Anschlussleitung
Abbildung 95: transparenter Kunststoffschlauch als Grundleitung
(verlegt oberhalb des DN 110-Rohres, Gefälle ca. 0,5 %)
Aufbau 3a: DN 50 Anschlussleitung, DN 110 Grundleitung
Versuch Nr.:
2
Toilette EG / OG:
OG
flexible Kupplung (siehe Abbildung 97)
Anschlussleitung:
DN 50 Schlauch
Anschlussleitung zu Fallleitung: lose gesteckt (siehe Abbildung 96)
Y-Stück
Fallleitung:
DN 110 Rohr
Grundleitung:
DN 110 Rohr
1%
Gewicht Probe:
275 g
175
Dezember 2013
Abbildung 96: transparenter Kunststoffschlauch
DN 50 als Anschlussleitung, lose in Y-Stück an
Fallleitung gesteckt
Abbildung 97: flexible Kupplung als Toilettenanschluss
Aufbau 3b: wie Aufbau 3a, aber anderes Gefälle
Versuch Nr.:
13, 14
0,5 %
Gewicht Probe:
265 g / 235 g
Aufbau 3c: wie Aufbau 3a, aber EG, anderes Gefälle und anderer Querschnittsübergang
Versuch Nr.:
9
Toilette EG / OG:
EG
flexible Kupplung
Anschlussleitung:
Anschlussleitung zu Grundleitung: PP-Reduzierung
(siehe Abbildung 98)
-
Fallleitung:
-
Grundleitung:
DN 110 Rohr
0,5 %
Gewicht Probe:
285 g
Abbildung 98: Anschlussleitung
Reduzierung mit Grundleitung
verbunden
176
mit
PP-
Abbildung 99: transparenter
schlauch als Anschlussleitung
Kunststoff-
Dezember 2013
Aufbau 3d: wie Aufbau 3c, aber Schlauch lose in Rohr gesteckt
Versuch Nr.:
10
Anschlussleitung zu Grundleitung: lose gesteckt
Gewicht Probe:
265 g
Abbildung 100: Anschlussleitung als DN 50-Schlauch, lose in DN 110-Grundleitung gesteckt
(ohne Fallleitung)
Aufbau 4a: DN 50-Anschluss- und Fallleitung, DN 110 Grundleitung
Versuch Nr.:
15
Toilette EG / OG:
OG
flexible Kupplung
Anschlussleitung:
DN 50 Schlauch (2 Stück, mit Muffe aneinander,
siehe Abbildung 101 und Abbildung 102)
Anschlussleitung bis nach unten in die Grundleitung lose gesteckt
Y-Stück
Fallleitung:
DN 50 Schlauch (in DN 110 Rohr)
Grundleitung:
DN 110 Rohr
0,5 %
Gewicht Probe:
240 g
Abbildung 101: Anschlussleitung aus
zwei
transparenten
Kunststoffschläuchen, verbunden mit Muffe
Abbildung
102:
Anschlussleitung aus zwei
transparenten
Kunststoffschläuchen,
verbunden mit Muffe
177
Abbildung 103: DN 50-Schlauch der
Anschlussleitung durch Fallleitung bis
in Grundleitung gesteckt
Dezember 2013
Aufbau 4b: wie Aufbau 4a, aber Kompressoreinstellung 1x verändert
Versuch Nr.:
16
Gewicht Probe:
240 g
Bemerkung:
Kompressoreinstellung für die erste Spülung von 2 auf 4 Sekunden
gestellt (siehe Abbildung 104)
Abbildung 104: Einstellen der Kompressorlaufzeit an der Platine
Aufbau 4c: wie Aufbau 4a, aber Kompressoreinstellung dauerhaft verändert
Versuch Nr.:
19, 20
Gewicht Probe:
250 g / 240 g
Bemerkung:
Kompressoreinstellung für alle Spülungen von 2 auf
4 Sekunden gestellt
Aufbau 4d: wie Aufbau 4a, aber doppelte Proben- und Toilettenpapiermenge
Versuch Nr.:
17
Gewicht Probe:
475 g (12 Würstchen statt 6)
Bemerkung:
24 Stücke Toilettenpapier (statt 12 Stk.)
178
Dezember 2013
Die Übersicht der Versuchsdurchführungsvarianten sortiert nach ihrem Aufbau ist im Folgenden dargestellt.
Tabelle 38: Versuchsübersicht Vorversuche
Aufbau
Nr.
Versuch
Nr.
1a
1b
1, 3
5, 6
1c
11, 12
2
7, 8
3a
3b
2
13, 14
3c
9
Anschlussleitung
Fall- und
Grundleitung
DN 50,
DN 110
DN 110
DN 50Schlauch
DN 50Schlauch
Gefälle
Grundleitung
1%
0,5 %
0,5 %
1%
DN 50Schlauch
DN 110
0,5 %
Toilette
EG
Probengewicht
330 g, 295 g
315 g, 265 g
225 g, 240 g
10 Min. Pause zwischen Spülungen
EG
275 g, 270 g
Ohne Entlüftung
OG
275 g
265 g, 235 g
Übergang lose
gesteckt
Übergang PPReduzierung
Übergang lose
gesteckt
Fallleitung DN 50,
wenig Entlüftung
Kompressorlaufzeit der 1. Spülung von 2 auf 4s
gestellt
Kompressorlaufzeit aller Spülungen von 2 auf 4s
gestellt
285 g
EG
3d
10
265 g
4a
15
240 g
4b
16
240 g
DN 50Schlauch
DN 50 /
DN 110
0,5 %
OG
4c
19, 20
250 g, 240 g
4d
17
475 g (12
Würstchen,
24 Papier)
II.3.2
Bemerkung
Doppelte Proben
und Papieranzahl
Beobachtungen
Propelair-Toilette:
•
Plastik-Griff der Toilette brach mehrfach
•
Starker Energieverlust bei Querschnittvergrößerungen mit einer Reduziermuffe; der Transport
Aufbau:
ist besser, wenn der DN 50-Schlauch ca. 0,5 m weit in das DN 110-Rohr hinein ragt
•
Verbindung der beiden DN 50-Schläuche (Versuche Nr. 17, 17, 19, 20; Aufbau Nr. 4a – d) war
sehr schlecht; es trat teilweise Wasser aus und der Feststofftransport wurde gestoppt (insbesondere in Versuch Nr. 20, Aufbau Nr. 4c)
•
Eine Verlängerung der Laufzeit des Kompressors macht nur Sinn bei der Verwendung des DN
50-Schlauches als Anschluss-, Fall- und Grundleitung (System ohne Entlüftung)
Feststofftransport:
•
Die Proben haben manchmal Ablagerungen gebildet (ohne vollständige Blockade der Leitung),
welche nur mit mehreren Spülungen gelöst bzw. transportiert werden konnten.
179
•
Dezember 2013
Die mittlere Transportdistanz wurde nicht gemessen, wenn Probenreste in der Leitung lagen
und / oder Probenteile bereits aus dem System gespült wurden.
•
Über Nacht liegen gelassene Probenreste haben das Rohr nahezu blockiert, allerdings konnten sie mit viel Wasser aus dem Rohr gespült werden. Zur Vermeidung von Ablagerungen und
Blockaden der Leitungen könnte daher der regelmäßige Einsatz (alle 24, 48 oder 96 Stunden)
einer größeren Spülwassermenge untersucht werden.
II.3.3
Graphische Auswertung
Zur Auswertung der Vorversuche sind im Folgenden die Transportdistanzen über die Anzahl der Spülungen aufgetragen. Dabei war jeweils die erste Spülung ein Großgeschäft und die folgenden zwei bis sechs
Spülungen Kleingeschäfte.
Einfluss des Probengewichts
Ein Vergleich der Transportdistanzen bei unterschiedlichen Probengewichten kann für die Versuche Nr. 1
und 3, 5 und 6, 7 und 8, 11 und 12, sowie 15 und 17 durchgeführt werden. Da die gleichen Ergebnisse aus
diesen Vergleichen gezogen werden können, werden im Folgenden nur die Transportdistanzen der Versuche Nr. 1 und 3 (siehe Abbildung 105), sowie Nr. 15 und 17 (siehe Abbildung 106) verglichen.
Abbildung 105: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen der Versuche Nr. 1 und 3
bei unterschiedlichem Probengewicht (Aufbau 1a: Anschlussleitung DN 50 / DN 110, Fall- und Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 1 %, EG-Toilette, mittlere Transportdistanzen)
Es zeigen sich bei Probengewichtsdifferenzen von 15 g bis 50 g Abweichungen der Transportdistanzen
zwischen 0 m und 0,5 m und teilweise bis zu 1 m. Diese Unterschiede können allerdings gegenüber
180
Dezember 2013
statistischen Schwankungen und Fehlern durch ungleiche Abdichtung der Toilette während der Spülgänge
vernachlässigt werden. Das Probengewicht scheint somit innerhalb einer Differenz von 50 g einen geringen
Einfluss auf die Transportdistanz zu besitzen.
Abbildung 106: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen der Versuche Nr. 15 und 17
bei unterschiedlichem Probengewicht (Aufbau 4a und 4d: Anschluss- und Fallleitung DN 50, Grundleitung
DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, OG-Toilette, minimale Transportdistanzen)
Beim Einsetzen der doppelten Proben- und Papiermenge in einem Spülgang zeigt sich bei der ersten Spülung eine sehr ähnliche Transportdistanz. Bei der zweiten Spülung wurde das leichtere Teststück deutlich
weiter transportiert, allerdings erfolgte in den weiteren Spülungen kaum noch ein weiterer Transport. Das
doppelt so schwere Teststück hingegen wurde kontinuierlich bei jeder Spülung etwa 0,5 m bis 1 m weitertransportiert.
Da in den weiteren Versuchen in kleinerem Maße unterschiedliche Probenmengen eingesetzt wurden, wird
der Einfluss des Probengewichts als vernachlässigbar angenommen. Bei größeren Differenzen des Probengewichts führt ein größeres Gewicht zu einem schlechteren Feststofftransport.
Unterschied der mittleren bzw. minimalen Transportdistanz
Die mittlere Transportdistanz (Distanz des größten Anteils der Probe, bzw. ca. 50 % der Probe) und die
minimale (kleinste) Transportdistanz wurden in den Versuchen Nr. 1 – 3 (siehe Abbildung 107), 5 – 13 und
19 protokolliert und können für diese Versuche analysiert werden.
Es soll der Unterschied zwischen der mittleren und minimalen Transportdistanz betrachtet werden, da bei
einigen Versuchen (Versuche Nr. 14, 15, 16, 17, 20) nur die minimale Transportdistanz dokumentiert
wurde.
181
Dezember 2013
Abbildung 107: Vergleich der mittleren und minimalen Transportdistanz von Feststoffen
im Versuch Nr. 1 (Aufbau 1a: Anschlussleitung DN 50 / DN 110, Fall- und Grundleitung DN 110, Gefälle
Grundleitung 1 %, EG-Toilette, mittlere bzw. minimale Transportdistanzen)
Zwischen der mittleren und minimalen Transportdistanz sind Differenzen von meist 0 m bis 1 m und im
Einzelfall von bis zu 3 m zu erkennen. In den anderen, oben genannten Versuchen ist die Differenz
zwischen der mittleren und minimalen Transportdistanz ähnlich. Dieses sollte bei der weiteren Auswertung
der Versuche berücksichtigt werden.
Einfluss einer Wartezeit zwischen den Spülungen
In den Versuchen Nr. 5 und 6 (Aufbau Nr. 1b) wurden die Spülungen direkt hintereinander ausgeführt. Der
minimale mögliche Zeitabstand ist ca. 75 Sekunden, da die Propelair-Toilettenspülung nicht schneller
hintereinander ausgelöst werden kann. Die Versuche Nr. 11 und 12 (Aufbau Nr. 1c) lag zwischen den
Spülungen jeweils eine Wartezeit von 10 Minuten.
182
Dezember 2013
Abbildung 108: Einfluss einer Wartezeit zwischen den Spülgängen auf die Transportdistanz
von Feststoffen in den Versuchen Nr. 5, 6, 11 und 12 (Aufbau 1b und 1c: Anschlussleitung DN 50 / DN
110, Fall- und Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, EG-Toilette, mittlere Transportdistanzen)
Die Transportdistanzen der beiden Versuche mit Wartezeit zwischen den Spülgängen sind bei den ersten
vier Spülungen etwas größer als die Transportdistanzen der Versuche ohne Wartezeiten. Allerdings beträgt
die Differenz nur ca. 0,4 m bis 1,4 m, sodass andere Einflüsse möglicherweise stärker gewirkt haben als
die Wartezeit. Bei der 5. und 6. Spülung liegen die Transportdistanzen der Versuche ohne Wartezeit
zwischen den Distanzen der beiden Versuche mit Wartezeit. Der Einfluss der Wartezeit wird daher als
vernachlässigbar angenommen.
Einfluss des Rohrdurchmessers der Anschluss-, Fall- und Grundleitung
In den Versuchen Nr. 7 und 8 wurde der Aufbau 2 gewählt mit einer Anschluss-, Fall- und Grundleitung aus
einem DN 50-Schlauch. Die Transportdistanzen dieser beiden Versuche werden mit denen der Versuche
Nr. 5 und 6 (Aufbau 1b) verglichen. Diese wurden mit einer Anschlussleitung aus einem DN 50-Rohr,
welches nach 1/3 der Strecke in ein DN 110-Rohr mündet, sowie einer Fall- und Grundleitung in DN 110
durchgeführt.
183
Dezember 2013
Abbildung 109: Einfluss des Rohrdurchmessers der Anschluss-, Fall- und Grundleitung
auf die Transportdistanz von Feststoffen in den Versuchen Nr. 5, 6, 7 und 8 (Aufbau 1b und 2: Anschlussleitung DN 50 bzw. DN 50 / DN 110, Fall- und Grundleitung DN 50 bzw. DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5
%, EG-Toilette, mittlere Transportdistanzen)
Der Vergleich der Transportdistanzen zeigt einen starken Einfluss des Rohrdurchmessers. Die Teststücke
wurden erheblich weiter gefördert bei dem kleineren Rohrdurchmesser DN 50 als in dem System, welches
hauptsächlich aus DN 110-Rohren besteht. Hierbei ist die Differenz der Transportdistanzen bei der ersten
Spülung nur ca. 2 m und wird bei den anschließenden Spülungen größer auf bis zu ca. 13 m.
Zudem zeigt sich beim DN 50-Schlauch eine Transportdistanz nach sechs Spülungen von 13 m bis 15 m,
welche deutlich größer ist als die in den DN 110-Rohren erreichten 2 m (in den anderen Graphen für DN
110 gezeigten bis zu 3 m) Transportdistanz. Wenn möglich sollte daher für einen Einzelanschluss der
Propelair-Toilette der kleinere Rohrdurchmesser DN 50 gegenüber dem Durchmesser DN 110 gewählt
werden.
Einfluss des Gefälles der Grundleitung
Der Einfluss des Gefälles der Grundleitung (DN 110) wird durch einen Vergleich der Transportdistanzen im
Aufbau 1a (Gefälle 1 %, Versuche Nr. 1, 3) und Aufbau 1b (Gefälle 0,5 %; Versuche Nr. 5, 6) untersucht
(siehe Abbildung 110). In beiden Aufbauvarianten wurde eine Anschlussleitung in DN 50 (ca. 1/3 der
Leitung) und DN 110 (restliche Strecke) verwendet.
Alternativ könnten auch die Ergebnisse im Aufbau 3a (Gefälle 1 %, Versuch Nr. 2) und Aufbau 3b (Gefälle
0,5 %, Versuche Nr. 13, 14) verglichen werden, bei denen die Anschlussleitung in DN 50 verlegt wurde.
Auf eine Abbildung wird verzichtet, da die Ergebnisse mit denen der Versuche 1 und 3 und 5 und 6
vergleichbar sind.
184
Dezember 2013
Abbildung 110: Einfluss des Gefälles der Grundleitung auf die Transportdistanz von Feststoffen
in den Versuchen Nr. 1, 3, 5 und 6 (Aufbau 1a und 1b: Anschlussleitung DN 50 / DN 110, Fall- und Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 % bzw. 1 %, EG-Toilette, mittlere Transportdistanzen)
Der Vergleich zeigt eine Differenz der Transportdistanzen von 0 m bis ca. 0,5 m, daher kann der Einfluss
des Gefälles der Grundleitung in DN 110 als vernachlässigbar angenommen werden. Mit anderen Rohrdurchmessern der Anschluss- und Grundleitung sollte dies allerdings jeweils überprüft werden.
Einfluss des Querschnittsüberganges
Die Anschlussleitung der Propelair-Toilette wurde in den Versuchen Nr. 5, 6, 9 und 10 mit einem DN 50Rohr bzw. DN 50-Schlauch realisiert. Da die Grundleitung einen Rohrdurchmesser von DN 110 besaß,
wurde eine Querschnittvergrößerung zwischen Anschluss- und Grundleitung benötigt. In den Versuchen
Nr. 5 und 6 (Aufbau 1b) wurde eine Querschnittvergrößerung nach etwa einem Drittel der Anschlussleitung
eingebaut. Im Versuch Nr. 9 (Aufbau 3c) wurde hingegen der DN 50-Schlauch als Anschlussleitung über
eine Reduzierung direkt an die Grundleitung angeschlossen. Im Versuch 10 (Aufbau 3d) wurde der DN 50Schlauch lose in die Grundleitung gesteckt.
185
Dezember 2013
Abbildung 111: Einfluss des Ortes der Querschnittvergrößerung auf die Transportdistanz
von Feststoffen in den Versuchen Nr. 5, 6, 9 und 10 (Aufbau 1b, 3c und 3d: Anschlussleitung DN 50 bzw.
DN 50 / DN 110, Fall- und Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, EG-Toilette, mittlere Transportdistanzen)
Die Versuche mit einer Querschnittvergrößerung mit einer Reduziermuffe innerhalb der Anschlussleitung
und am Übergang zur Grundleitung zeigen sehr ähnliche Transportdistanzen als Ergebnis. Versuch 10
zeigt mit der lose in die Grundleitung gesteckten Anschlussleitung ab der zweiten Spülung einen deutlich
besseren Feststofftransport. Bei der ersten Spülung ist keine Transportdistanzdifferenz gegenüber der lose
gesteckten Verbindung erkennbar. Für die weiteren Spülungen ergibt sich eine Differenz von 1,5 m bis
2 m.
Wenn möglich sollte eine lose gesteckte Verbindung einer Reduziermuffe als Querschnittvergrößerung und
zwar soweit wie möglich reingesteckt vorgezogen werden. Allerdings ist dies vermutlich im Leitungsbau
real nur schwer umsetzbar.
Einfluss einer Höhendifferenz zwischen zwei Propelair-Toiletten
Die Versuche Nr. 9, 10, 13 und 14 mit zwei Propelair-Toiletten, die mit einer Höhendifferenz von 1,3 m
übereinander aufgebaut sind, sollten den Einfluss einer über eine Fallleitung überwundene Höhendifferenz
zeigen.
186
Dezember 2013
Abbildung 112: Einfluss einer Höhendifferenz zwischen zwei Propelair-Toiletten
auf die Transportdistanz von Feststoffen in den Versuchen Nr. 9, 10, 13 und 14 (Aufbau 3b, 3c und 3d:
Anschlussleitung DN 50, Fall- und Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, EG- bzw. OGToilette, mittlere bzw. minimale Transportdistanzen)
Beim Vergleich der Transportdistanzen der Erdgeschoss-Toilette (EG) und Obergeschoss-Toilette (OG)
muss die Art des Querschnittsüberganges der DN 50-Anschlussleitung zur DN 110-Fallleitung bzw. DN
110-Grundleitung berücksichtigt werden. Hierbei ist die lose gesteckte Verbindung besser für den Feststofftransport als die Reduzierung. Zudem wird bei der OG-Toilette die minimale Transportdistanz des
Versuchs Nr. 14 ausgewertet, da die mittlere Transportdistanz nicht vorlag.
Die Transportdistanz der Feststoffe, welche mit der OG-Toilette erreicht wurden, ist ca. 1,5 m bis 3 m größer als die mit der EG-Toilette. Es kann also angenommen werden, dass die
Höhendifferenz einen
positiven Effekt auf den Feststofftransport hat. Hierbei sind die oben genannten möglichen Einflüsse des
Querschnittsübergangs und versuchsbedingte Schwankungen zu berücksichtigen.
Einfluss des Durchmessers der Fallleitung
In den Versuchen Nr. 13 und 14 (Aufbau 3b) wurde die DN 50-Anschlussleitung lose in die Reduzierung
zur DN 110-Fallleitung gesteckt. Im Versuch Nr. 15 (Aufbau 4a) wurde der DN 50-Schlauch der Anschlussleitung durch die Fallleitung bis unten in die Grundleitung gesteckt, sodass sich eine DN 50-Fallleitung
ergibt. Der Vergleich der beiden Aufbauvarianten soll den Einfluss des Durchmessers der Fallleitung
aufzeigen.
187
Dezember 2013
Abbildung 113: Einfluss des Durchmessers der Fallleitung auf die Transportdistanz
von Feststoffen in den Versuchen Nr. 13, 14 und 15 (Aufbau 3b und 4a: Anschlussleitung DN 50, Fallleitung DN 50 bzw. DN 110, Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, OG-Toilette, minimale
Transportdistanzen)
In den Versuchen Nr. 14 und 15 wurden nur die minimalen Transportdistanzen dokumentiert, daher
erfolgte der Vergleich in Abbildung 113 ausschließlich mit den minimalen Transportdistanzen.
Die Transportdistanzen bei unterschiedlichen Durchmessern der Fallleitung zeigen eine geringe Differenz
auf. Bei den ersten drei Spülungen liegen Unterschiede von ca. 1 m bis 2 m vor, bei den weiteren drei
Spülungen noch 0 m bis 0,4 m. Ein eindeutiger Einfluss des Durchmessers der Fallleitung kann anhand der
Versuchsergebnisse nicht gezeigt werden.
Einfluss der Laufzeit des Kompressors
Im Versuch Nr. 15 (Aufbau 4a) wurde wie in den vorherigen Versuchen eine Laufzeit des Kompressors von
2 Sekunden eingestellt. Im Versuch Nr. 16 (Aufbau 4b) wurde für die erste Spülung die Laufzeit auf 4
Sekunden gestellt und anschließend 2 Sekunden Laufzeit gespült. In den Versuchen Nr. 19 und 20
(Aufbau 4c) wurde für alle Spülungen eine Laufzeit des Kompressors von 4 Sekunden eingestellt.
188
Dezember 2013
Abbildung 114: Einfluss der Laufzeit des Kompressors auf die Transportdistanz
von Feststoffen in den Versuchen Nr. 15, 16, 19 und 20 (Aufbau 4a, 4b und 4c: Anschlussleitung DN 50,
Fallleitung DN 50, Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, OG-Toilette, minimale Transportdistanzen)
Im Vergleich der Transportdistanzen zeigt sich, dass bei der ersten Spülung die Veränderung der Laufzeit
des Kompressors keine deutliche Auswirkung hat. Bei den weiteren Spülungen ist die Transportdistanz bei
einer Laufzeit von 2 Sekunden um 1 m bis 2 m größer als bei einer Laufzeit von 4 Sekunden. Wenn dieses
Ergebnis in weiteren Versuchen validiert werden kann, sollte die Laufzeit von 2 Sekunden einer längeren
Laufzeit vorgezogen werden.
Eine Veränderung der Kompressorlaufzeit ist möglicherweise sinnvoll bei einem System mit dem Rohrdurchmesser DN 50 und ohne Entlüftungsrohr, da dann der Luftdruck direkt den Feststofftransport
beeinflussen kann.
II.3.4
Ergebnisse
Einfluss des Probengewichts: Das Probengewicht hat innerhalb einer Differenz von 50 g nur einen geringen Einfluss auf die Transportdistanz. In Vergleichen von Versuchen mit kleinen Abweichungen der Probenmengen wird der Einfluss des Probengewichts als vernachlässigbar angenommen. Bei größeren
Differenzen des Probengewichts führt ein größeres Gewicht zu einem schlechteren Feststofftransport.
Vergleich der mittleren bzw. minimalen Transportdistanz: Es ergeben sich Differenzen zwischen der
mittleren und minimalen Transportdistanz von meist 0 m bis 1 m und im Einzelfall von bis zu 3 m. Diese
sind im Vergleich zu anderen, größeren Einflüssen zu vernachlässigen, sollten aber bei der jeweiligen
Auswertung der Graphen insoweit berücksichtigt werden, dass Versuchsergebnisse von Versuchen mit
mittleren Angaben der Transportdistanz möglichst nicht mit den Ergebnissen anderer Versuche mit
minimalen Angaben verglichen werden sollten. Dies ist in einigen Fällen nicht zu vermeiden, da bei einigen
Versuchen nur die minimale Transportdistanz dokumentiert wurde.
189
Dezember 2013
Einfluss einer Wartezeit zwischen den Spülungen: Der Einfluss der Wartezeit kann als vernachlässigbar
angenommen werden.
Einfluss des Rohrdurchmessers der Anschluss-, Fall- und Grundleitung: Im DN 50-Schlauch (ohne
Entlüftungsrohr) wird eine deutlich größere Transportdistanz der Feststoffe erreicht als in DN 110-Rohren
(mit Entlüftungsrohr). Wenn möglich sollte daher für einen Einzelanschluss der Propelair-Toilette der
kleinere Rohrdurchmesser DN 50 gegenüber dem Durchmesser DN 110 vorgezogen werden.
Einfluss des Gefälles der Grundleitung: Bei einer Anschlussleitung in DN 50 / DN 110 und Fall- und Grundleitung in DN 110 mit Entlüftung zeigt sich zwischen einem Gefälle von 0,5 % und 1 % kein Unterschied in
der Transportdistanz. Dieses Ergebnis sollte für andere Rohrdurchmesser der Anschluss- und Grundleitung überprüft werden.
Einfluss des Querschnittsüberganges: Wenn möglich sollte eine lose gesteckte Verbindung einer
Reduziermuffe als Querschnittvergrößerung vorgezogen werden. Allerdings ist dies vermutlich im Leitungsbau real nur schwer umsetzbar.
Einfluss einer Höhendifferenz zwischen zwei Propelair-Toiletten: Die Transportdistanzen der Feststoffe,
welche mit der OG-Toilette erreicht wurden, sind größer als die mit der EG-Toilette. Die Höhendifferenz
scheint einen positiven Effekt auf den Feststofftransport zu haben. Hierbei sind die oben genannten
möglichen Einflüsse des Querschnittsübergangs und versuchsbedingten Schwankungen zu berücksichtigen.
Einfluss des Durchmessers der Fallleitung: Der Einfluss des Durchmessers der Fallleitung ist vernachlässigbar.
Einfluss der Laufzeit des Kompressors: Im Vergleich der Transportdistanzen zeigt sich, dass bei der ersten
Spülung die Veränderung der Laufzeit des Kompressors keine deutliche Auswirkung hat. Bei den weiteren
Spülungen ist die Transportdistanz bei einer Laufzeit von 2 Sekunden etwas größer als bei einer Laufzeit
von 4 Sekunden. Wenn dieses Ergebnis in weiteren Versuchen validiert werden kann, sollte die Laufzeit
von 2 Sekunden einer längeren Laufzeit vorgezogen werden. Eine Veränderung der Kompressorlaufzeit ist
möglicherweise sinnvoll bei einem System mit dem Rohrdurchmesser DN 50 und ohne Entlüftungsrohr, da
dann der Luftdruck direkt den Feststofftransport beeinflussen kann.
II.3.5
Fazit
Die Vorversuche haben einen ersten Eindruck des Feststofftransports mit der Propelair-Toilette gegeben.
Die Versuche haben gezeigt, dass die Transportdistanzen weniger gut waren als erwartet und stark
abhängig von den verwendeten Rohrdurchmessern sind. Auch eine Entlüftung des Leitungssystems, sowie
die Wahl des Querschnittsüberganges beeinflusst den Feststofftransport.
Der Einfluss der Probengewichts, einer Höhendifferenz zwischen zwei Propelair-Toiletten, sowie des
Gefälles der Grundleitung sollte in den Vertiefungsversuchen weiter untersucht werden.
190
Dezember 2013
Der Durchmesser der Fallleitung, eine Wartezeit zwischen Spülungen und die Kompressorlaufzeit bei
DN 110-Leitungen mit Entlüftung muss nicht weiter untersucht werden. Der jeweilige Einfluss wird als
vernachlässigbar angenommen.
Wenn möglich, sollte der Plastikgriff der Propelair-Toilette durch eine bessere Lösung ersetzt werden, da
dieser nach kurzer Zeit und mehrere Male durch die Belastung der Druckspülung gebrochen ist.
II.4
Vertiefungsversuche I zur Propelair-Toilette
Ziel der Vertiefungsversuche war – aufbauend auf den Ergebnissen der Vorversuche – die weitergehende
Untersuchung des Feststofftransportes mit der Propelair-Toilette. Hierbei wurden unterschiedliche
Durchmesser der Grundleitung gewählt und der Einfluss des Probengewichts und der Probenkonsistenz
untersucht.
II.4.1
Aufbau
Der Versuchsaufbau erfolgte gemäß Abbildung 115.
Abbildung 115: Schematischer Aufbau der Versuche V0.1 und V0.2
Im Versuch V0.1 wurde Aufbau 1 verwendet (siehe Abbildung 116). Dabei wurde die Propelair-Toilette im
Erdgeschoss bzw. Obergeschoss mit einer DN 50-Anschlussleitung an eine DN 110-Fallleitung angeschlossen, welche nach oben hin entlüftet war. Die DN 110-Grundleitung hatte ein Gefälle von ca. 0,5 %.
191
Dezember 2013
Abbildung 116: Versuchsaufbau 1, Versuch V0.1
Im Versuch V0.2 wurde Aufbau 2 eingesetzt, bei dem die Propelair-Toilette mit einem DN 50-Schlauch als
Anschluss- und Grundleitung angeschlossen wurde. Das System besaß keine Entlüftung.
II.4.2
Durchführung
Die Versuche wurden jeweils mit dem Ablauf von einem Großgeschäft und fünf Kleingeschäften durchgeführt. Ein Großgeschäft bestand dabei aus einer Probe mit 150 g bzw. 250 g mit 2x 4 Stücken Toilettenpapier (2-lagig), welches mit der Propelair-Toilette gespült wurde. Ein Kleingeschäft umfasste 4 Stücke
Toilettenpapier (2-lagig). Die Menge des Gelbwasserzuflusses wurde vernachlässigt.
Als Teststücke (siehe Abbildung 117) wurden wurstförmig gepresste Proben aus Sojabohnenpaste und
Mehl eingesetzt, welche eine weiche, mittlere oder trockene Konsistenz besaßen.
Zum Erreichen der unterschiedlichen Konsistenzen der Teststücke wurden die folgenden (Gewichts-)
Mischungsverhältnisse verwendet:
•
Trocken: Sojabohnenpaste : Mehl = 3 : 1
•
Mittel: Sojabohnenpaste : Mehl = 6 : 1
•
Weich: Sojabohnenpaste : Mehl = 12 : 1
Die Versuche wurden jeweils mit zwei Probenstücken von jeweils 75 g bzw. 125 g, einem Durchmesser
von 30 mm und einer Länge von ca. 90 mm bzw. 140 mm durchgeführt.
192
Dezember 2013
Abbildung 117: Teststücke aus Sojabohnenpaste und Mehl
(Konsistenz trocken, mittel oder weich; m = 150 g bzw. 250 g, d = 30 mm, L = 90 mm bzw. 140 mm)
Die Versuche sind nach dem Muster V0.“Versuchsnr.“.“ ewicht“.“Konsistenz“ benannt. Im Folgenden sind
zudem die charakteristischen Merkmale der Versuche aufgeführt:
Tabelle 39: Versuchsübersicht Vertiefungsversuche I
Versuch
Anschluss-
Nr.
leitung
Grundleitung
Proben-
Proben-
OG / EG-
gewicht
konsistenz
Toilette
trocken
EG
mittel
EG
150 g
V0.1
DN 50-Schlauch,
DN 110,
weich
EG
mit Entlüftung
Gefälle 0,5 %
trocken
OG
mittel
OG
weich
EG
trocken
EG
mittel
EG
250 g
150 g
V0.2
DN 50-Schlauch,
DN 50-Schlauch,
weich
EG
ohne Entlüftung
Gefälle ca. 0,5 %
trocken
EG
mittel
EG
weich
EG
250 g
Gemessen wurde die mittlere Transportdistanz in der Grundleitung ab der Fallleitung nach jeder Spülung.
193
Dezember 2013
Abbildung 118: Messrichtung der Transportdistanz in der Grundleitung ab der Fallleitung
In Abbildung 118 ist dargestellt, wie die Transportdistanz gemessen wurde. Für die Auswertungen wurde
im Allgemeinen die Distanz gemessen, die von ca. 50 % oder dem größten Anteil der Probe zurückgelegt
wurde („mittlere Distanz“). Zus tzlich wurde in einigen der Versuche die größte und / oder kleinste Transportdistanz erfasst.
II.4.3
Beobachtungen
Propelair-Toilette:
•
Die Toilette dichtet nicht richtig ab, sodass trotz beim Spülen auf der Toilette sitzen der Druck
am Deckel entweicht. Der Feststofftransport wird dadurch schlechter.
•
Ohne Wasser erfolgt gar kein Transport der Proben. Die Proben bleiben in der Toilettenschüssel.
•
Wenn der Wasserhahn geschlossen war, lief der Spülkasten leer. Bei Öffnen des Wasserhahns löste sich die Kunststoffabdeckung des Wassereinlaufes im Spülkasten, sodass das
Wasser stark aus dem Spülkasten spritzte. Die Elektronik sitzt in einem zu kleinen, nicht
wasserdichten Plastikkasten im oberen Teil des Spülkastens und kann so nass werden. Ein
Kurzschluss der Elektronik führte zum ständigen Laufen des Kompressors. Dies führte
vermutlich zum Defekt des Kompressors.
Feststofftransport:
•
Wenn die trockenen Proben an einer Stelle in der Leitung liegen geblieben sind, war es sehr
schwer, sie durch Spülen heraus zu bekommen.
194
•
Dezember 2013
Die weichen Proben hinterließen häufig Spuren in der Propelair-Toilette, die teilweise auch mit
mehreren Spülungen nicht entfernt werden konnten.
•
Die trockenen Proben zersetzten sich fast gar nicht, das Papier hingegen zerreißt nach kurzem
Transport zu Flocken.
•
II.4.4
Bei manchen Spülungen wurden die Teststücke nicht aus der Schüssel befördert.
Zur Auswertung der Vertiefungsversuche I sind im Folgenden die Transportdistanzen über die Anzahl der
Spülungen aufgetragen. Dabei war jeweils die erste Spülung ein Großgeschäft und die folgenden zwei bis
sechs Spülungen Kleingeschäfte.
Die Versuche wurden jeweils nur einmal durchgeführt, daher ist die Größe versuchsbedingter
Schwankungen nicht bekannt.
Einfluss des Probengewichts
Der Vergleich der Transportdistanzen der Versuche V0.1 mit 150 g und V0.1 mit 250 g, sowie V0.2 mit 150
g und V0.2 mit 250 g soll den Einfluss des Probengewichts aufzeigen. Im Folgenden sind die Ergebnisse
der Versuche mit Teststücken in weicher Konsistenz gezeigt, da diese Versuche alle mit der gleichen
Toilette (EG) durchgeführt wurden.
Abbildung 119: Einfluss des Probengewichts auf die Transportdistanz von Feststoffen
in den Versuchen V0.1 mit 150 g weich und V0.1 mit 250 g weich (Anschlussleitung DN 50, Fall- und
Grundleitung DN 110, mit Entlüftung, Gefälle Grundleitung 0,5 %, EG-Toilette, Probenkonsistenz weich,
mittlere Transportdistanzen)
195
Dezember 2013
Abbildung 120: Einfluss des Probengewichts auf die Transportdistanz von Feststoffen
in den Versuchen V0.2 mit 150 g weich und V0.2 mit 250 g weich (Anschlussleitung DN 50, Fall- und
Grundleitung DN 50, ohne Entlüftung, Gefälle Grundleitung 0,5 %, EG-Toilette, Probenkonsistenz weich,
Sowohl im entlüfteten System mit einer DN 110-Fall- und Grundleitung (Anschlussleitung DN 50), als auch
im System ohne Entlüftung aus einem DN 50-Schlauch als Anschluss-, Fall- und Grundleitung zeigt das
Probengewicht (150 g vs. 250 g) keine systematische Auswirkung. Die Abweichungen der Transportdistanzen in Abbildung 119 von ca. 0 – 1,5 m sind gering im Vergleich zu versuchsbedingten Schwankungen und
können daher vernachlässigt werden. Auch die Vergleiche der Transportdistanzen bei unterschiedlichem
Probengewicht bei mittlerer und trockener Probenkonsistenz zeigen einen zu vernachlässigenden Einfluss
des Probengewichts, obwohl erwartet wurde, dass schwerere Proben schlechter transportiert werden.
Einfluss der Probenkonsistenz
In den Versuchen V0.1 und V0.2 kamen unterschiedliche Mischungsverhältnisse von Sojabohnenpaste
und Mehl zum Einsatz, um so eine weiche, mittlere oder trockene Probenkonsistenz zu erreichen. Im
Folgenden werden die Transportdistanzen der Versuche V0.1 mit 150 g und V0.2 mit 150 g verglichen.
196
Dezember 2013
Abbildung 121: Einfluss der Probenkonsistenz auf die Transportdistanz von Feststoffen
in den Versuchen V0.1 mit 150 g weich, mittel und trocken (Anschlussleitung DN 50, Fall- und Grundleitung
DN 110, mit Entlüftung, Gefälle Grundleitung 0,5 %, EG-Toilette, Probenkonsistenz weich / mittel / trocken,
Abbildung 122: Einfluss der Probenkonsistenz auf die Transportdistanz von Feststoffen
in den Versuchen V0.2 mit 150 g weich, mittel und trocken (Anschlussleitung DN 50, Fall- und Grundleitung
DN 50, ohne Entlüftung, Gefälle Grundleitung 0,5 %, EG-Toilette, Probenkonsistenz weich / mittel / trocken, mittlere Transportdistanzen)
197
Dezember 2013
In beiden Vergleichen zeigt sich bei den ersten zwei Spülungen kaum ein Unterschied durch die Probenkonsistenz. Erst ab der dritten Spülung trat bei der trockenen und weichen Konsistenz ein schlechterer
Feststofftransport auf als bei der mittleren Probenkonsistenz.
Einfluss einer Höhendifferenz
Unter Vernachlässigung des unterschiedlichen Probengewichts können die Transportdistanzen der
Versuche V0.1 mit 150 g mittel bzw. trocken (Erdgeschoss) und V0.1 mit 250 g mittel bzw. trocken (Obergeschoss) verglichen werden.
Abbildung 123: Einfluss einer Höhendifferenz auf die Transportdistanz von Feststoffen
in den Versuchen V0.1 mit 150 g mittel / trocken und V0.1 mit 250 g mittel / trocken (Anschlussleitung DN
50, Fall- und Grundleitung DN 110, mit Entlüftung, Gefälle Grundleitung 0,5 %, EG-Toilette, Probenkonsistenz mittel / trocken, mittlere Transportdistanzen)
Die Höhendifferenz zeigt keinen deutlich erkennbaren Einfluss auf die Transportdistanz. Die Abweichungen
der Transportdistanzen in Abbildung 123 könnten auch durch versuchsbedingte Schwankungen oder
einem leichten Einfluss des Probengewichts, welches vernachlässigt wird, verursacht worden sein. Der
Unterschied der Transportdistanzen durch die Höhendifferenz, wie sie in den Vorversuchen festgestellt
wurde, kann nicht bestätigt werden.
Einfluss des Durchmessers der Grundleitung und einer Entlüftung
In den Versuchen V0.1 und V0.2 können für jeweils das gleiche Probengewicht (150 g bzw. 250 g) und die
gleiche Probenkonsistenz (weich, mittel oder trocken) die Transportdistanzen verglichen werden, die bei
unterschiedlichem Rohrdurchmesser in Kombination mit bzw. ohne einer Entlüftung erreicht wurden. Im
Folgenden ist der Vergleich von V0.1 mit 150 g mittel und V0.2 mit 150 g mittel dargestellt.
198
Dezember 2013
Abbildung 124: Einfluss des Rohrdurchmessers der Grundleitung und einer Entlüftung
auf die Transportdistanz von Feststoffen in den Versuchen V0.1 mit 150 g mittel und V0.2 mit 150 g mittel
(Anschlussleitung DN 50, Fall- und Grundleitung DN 50 bzw. DN 110, mit bzw. ohne Entlüftung, Gefälle
Grundleitung 0,5 %, EG-Toilette, Probenkonsistenz mittel, mittlere Transportdistanzen)
Die erreichte Transportdistanz in der DN 110-Grundleitung mit Entlüftung ist deutlich geringer als die in der
DN 50-Grundleitung ohne Entlüftung. Der Transport im DN 50-Schlauch kann auch durch die beobachtete
Lunkenbildung verbessert worden sein. Es sollten daher weitere Vergleiche zum Rohrdurchmesser der
Grundleitung, der Entlüftung und dem DN 50-Schlauch (gegenüber einer DN 50-Leitung) durchgeführt
werden, um die Einflüsse einzeln zu bewerten.
II.4.5
Ergebnisse
Einfluss des Probengewichts: Das Probengewicht hat bei 150 g und 250 g keine systematisch erkennbare
Auswirkung auf die Transportdistanzen der Feststoffe.
Einfluss der Probenkonsistenz: Bei den ersten zwei Spülungen zeigte die die Probenkonsistenz keinen
Einfluss. Ab der dritten Spülung trat bei der trockenen und weichen Konsistenz ein schlechterer Feststofftransport auf als bei der mittleren Probenkonsistenz. Es kann davon ausgegangen werden, dass es
ausreicht, die folgenden Versuche mit Proben mittlerer Konsistenz durchzuführen.
Einfluss einer Höhendifferenz: Die Transportdistanz der Feststoffe zeigen keinen systematischen Einfluss
durch die Höhendifferenz zwischen der Erdgeschoss- und der Obergeschoss-Toilette. Die Ergebnisse der
Vorversuche konnten nicht bestätigt werden.
199
Dezember 2013
Einfluss des Rohrdurchmessers der Grundleitung und einer Entlüftung: Im DN 50-Schlauch als Grundleitung (ohne Entlüftung) wird eine deutlich größere Transportdistanz der Feststoffe erreicht als in der DN
110-Grundleitung (mit Entlüftung). Dieses Ergebnis kann auch durch Lunkenbildung im DN 50-Schlauch
verstärkt worden sein. Es sind weitere Vergleiche zum Rohrdurchmesser der Grundleitung, der Entlüftung
und dem DN 50-Schlauch (gegenüber einer DN 50-Leitung) sinnvoll, um die Einflüsse einzeln zu
beurteilen.
II.4.6
Fazit
Die Vertiefungsversuche I haben zeigen, dass das Probengewicht, die Probenkonsistenz und eine Höhendifferenz zweier Propelair-Toiletten keine größeren Auswirkungen auf die Transportdistanzen besitzen. Der
Rohrdurchmesser der Grundleitung, die Entlüftung des Systems und Vollfüllungen des DN 50-Schlauchs
(Grundleitung) hingegen haben einen deutlichen Einfluss auf den Feststofftransport gezeigt. Diese
Einflüsse sollten daher in weiteren Versuchen näher untersucht werden.
II.5
Vertiefungsversuche II zur Propelair-Toilette
Ziel der Vertiefungsversuche II war die Untersuchung des Feststofftransportes mit der Propelair-Toilette bei
unterschiedlichen
Durchmessern
der
Anschlussleitung,
sowie
dem
Vergleich
der
Propelair-
Toilettenspülung mit der Spülung eines 6 L-WCs.
II.5.1
Aufbau
Abbildung 125: schematischer Aufbau der Versuche V1.4b, V1.6 und V1.7
Im Versuch V1.4b wurde Aufbau 1 eingesetzt. Dabei wurde die Propelair-Toilette im Erdgeschoss mit einer
DN 75-Anschlussleitung an eine DN 110-Fallleitung angeschlossen, welche nach oben hin entlüftet war.
200
Dezember 2013
Die DN 110-Grundleitung hatte ein Gefälle von 0,5 %.
Im Versuch V1.6 wurde der gleiche Aufbau wie bei Versuche V1.4b verwendet, allerdings wurde nicht mit
der Propelair-Toilette gespült, sondern mit einer 6 L-Schwallspülung, um ein 6 L-WC nachzustellen.
Abbildung 126: Versuchsaufbau 1, Versuch V1.7
Im Versuch V1.7 wurde Aufbau 2 durchgeführt (siehe Abbildung 126), bei dem die Propelair-Toilette im
Gegensatz zum Aufbau 1 mit einer DN 50-Anschlussleitung (statt DN 75) an die DN 110-Fall- und Grundleitung angeschlossen wurde.
II.5.2
Durchführung
Die Versuche wurden jeweils mit dem Ablauf von einem Großgeschäft und fünf Kleingeschäften durchgeführt. Ein Großgeschäft bestand dabei aus einer Probe mit 150 g mit 2x 4 Stücken Toilettenpapier (2-lagig),
welches mit der Propelair-Toilette gespült wurde. Ein Kleingeschäft umfasste 4 Stücke Toilettenpapier
(2-lagig). Die Menge des Gelbwasserzuflusses wurde vernachlässigt.
Als Teststücke (siehe Abbildung 127) wurden wurstförmig gepresste Proben aus Sojabohnenpaste und
Mehl eingesetzt, welche eine mittlere Konsistenz besaßen (Mischungsverhältnis Sojabohnenpaste: Mehl =
6 : 1).
Die Versuche wurden jeweils mit zwei Probenstücken mit einem Gewicht von jeweils 75 g, einem Durchmesser von 30 mm und einer Länge von ca. 90 mm durchgeführt.
Abbildung 127: Teststücke aus Sojabohnenpaste und Mehl
(Konsistenz mittel, m = 150 g, d = 30 mm, L = 90 mm)
201
Dezember 2013
Im Folgenden sind die charakteristischen Merkmale der Versuche aufgeführt:
Tabelle 40: Versuchsübersicht Vertiefungsversuche II
Versuch
Anschluss-
Nr.
leitung
V1.4b
DN 75
V1.6
DN 75
V1.7
DN 50
Grundleitung
DN 110,
mit Entlüftung,
Gefälle 0,5 %
Toilette
Propelair (1,5 L)
6 L-WC
Propelair (1,5 L)
Als Transportdistanz wurde jeweils die Distanz des größten Probenanteils in der Grundleitung ab der Fallleitung oder falls die Fallleitung nicht erreicht wurde in der Anschlussleitung ab der Toilette.
II.5.3
Beobachtungen
Propelair-Toilette:

Der Schwimmer der Füllstandregelung des Spülkastens funktionierte nicht zuverlässig, sodass
der Spülkasten nicht immer nachgefüllt wurde. Durch Bewegen des Schwimmers von Hand
konnte manchmal das Nachlaufen von Wasser erreicht werden.

Der Akku der Toilette hat sich entladen als das Netzteil längere Zeit nicht an das Stromnetz
angeschlossen war. Nach vier Wochen konnte die Toilette daher auch mit 4 Stunden Ladezeit
des Akkus nicht betrieben werden. Die Toilette funktionierte trotz direktem Stromanschluss
nicht, als der Akku entladen war.

Das reale Spülvolumen der Toilette der unteren verwendeten Toilette betrug nicht 1,5 L (Herstellerangabe), sondern etwa 1,8 L pro Spülung. Das Spülvolumen der oberen Toilette konnte
nicht mehr gemessen werden, da sie wie in Abschnitt 0 beschrieben kaputt gegangen ist.
Aufbau:
Die Grundleitung besaß ab ca. 13 m nicht mehr ein Gefälle von 0,5 %, sondern von etwa 1,5 %.
Feststofftransport / Teststücke:

Die Proben mittlerer Konsistenz blieben weitgehend unzersetzt.

Die Konsistenz der verwendeten Sojabohnenpaste variierte, sodass die Teststücke teilweise
eine weichere Konsistenz besaßen.

Der Feststofftransport könnte abhängig von der Probengröße und –form sein, da manchmal bei
einem Bruch der Proben direkt nach der Toilette eine größere Transportdistanz erreicht wurde.
202
II.5.4
Dezember 2013
Zur Auswertung der Vertiefungsversuche II sind im Folgenden die Transportdistanzen über die Anzahl der
Spülungen aufgetragen. Dabei war jeweils die erste Spülung ein Großgeschäft und die folgenden zwei bis
sechs Spülungen Kleingeschäfte.
Einfluss des Durchmessers der Anschlussleitung
In den Versuchen V1.4b und V1.7 wurden unterschiedliche Rohrdurchmesser für die Anschlussleitung
gewählt (DN 50 bzw. DN 75). Die Mittelwerte der daraus resultierenden Transportdistanzen werden im
Folgenden verglichen.
mit einer Anschlussleitung DN 50 bzw. DN 75 (Versuche V1.4b und V1.7: Anschlussleitung DN 50 bzw. DN
75, Grundleitung DN 110 mit Gefälle 0,5 %, System mit Entlüftung, Mittelwert der Transportdistanzen)
Die Feststoffe wurden in der DN 50-Anschlussleitung deutlich weiter transportiert als in der DN 75-Leitung.
Die angegebenen Distanzen beziehen sich jeweils auf die Transportdistanz ab der Fallleitung, d. h. mit der
DN 50-Anschlussleitung war ein sicherer Transport bis zur Fallleitung möglich. In der DN 110-Grundleitung
wurden die Feststoffe anschließend nicht mehr sehr weit transportiert. Mit der DN 75-Anschlussleitung
wurden die Feststoffe erst bei der zweiten Spülung bis zur Fallleitung transportiert.
Vergleich der Propelair-Toilette mit einem 6 L-WC
Zur Beurteilung des Feststofftransports mit der Propelair-Toilette (V1.4b) wurde auch der Transport mit
einem 6 L-WC durch eine Schwallspülung mit 6 L Wasser (mit einem Eimer in Propelair-Schüssel
gegeben) nachgestellt.
203
Dezember 2013
Abbildung 129: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen mit einer Propelair-Toilette
bzw. einem 6 L-WC (Versuche V1.4b und V1.6: Anschlussleitung DN 75, Grundleitung DN 110 mit Gefälle
0,5 %, System mit Entlüftung, Mittelwert der Transportdistanzen)
In einem System mit einer DN 75-Anschlussleitung und einer Fall- und Grundleitung in DN 110 mit Entlüftung bewirkt ein 6 L-WC einen deutlich besseren Feststofftransport als die Propelair-Toilette. Der Unterschied zeigt sich bei der ersten Spülung bereits mit ca. 5 m Differenz der Mittelwerte der Transportdistanzen und wird bis zur fünften Spülung bis zu ca. 16 m groß.
II.5.5
Ergebnisse
Einfluss des Durchmessers der Anschlussleitung: Der Feststofftransport ist in einer DN 50Anschlussleitung deutlich besser als in einer DN 75-Anschlussleitung. Mit der Anschlussleitung in DN 50
war ein sicherer Transport bis zur Fallleitung möglich (Distanz ca. 2,6 m), in der DN 75-Leitung hingegen
nicht.
Vergleich der Propelair-Toilette mit einem 6 L-WC: Die vom 6 L-WC erreichte Transportdistanz ist deutlich
größer als die der Propelair-Toilette (ca. 5 – 16 m mehr).
II.5.6
Fazit
Die Vertiefungsversuche haben gezeigt, dass die mit der Propelair-Toilette erreichten Transportdistanzen
in einem DN 75 / DN 110-Leitungssystem mit Entlüftung deutlich schlechter sind als die eines 6 L-WCs.
Zudem sollte als Anschlussleitung eine DN 50-Leitung gewählt werden, da nur so bereits bei mit einer
Spülung ein sicherer Feststofftransport bis zur Fallleitung erreicht werden konnte.
204
Dezember 2013
Es wurde außerdem festgestellt, dass die Propelair-Toilette noch fehleranfällig ist, insbesondere hinsichtlich der Elektronik, dem Kompressor, der Füllstandregelung und der Stromversorgung mit einem Akku.
Auch sollten die aus Plastik gefertigten Bauteile des Wassereinlaufs im Spülkasten und der Hülle der
Schaltplatine verbessert werden.
II.6
Versuche zur Propelair-Toilette mit DN 50-Leitungen
In diesem Versuch sollte ein HWC-Haushalt mit Propelair-Toilette nachgestellt werden, der nur über DN
50-Gefälleleitungen angeschlossen ist. Die Grundleitung sollte mit und ohne Sprünge verlegt werden, da in
den Vertiefungsversuchen mit DN 50-Schläuchen eine Verbesserung des Feststofftransports durch
9
Lunkenbildung im Schlauch festgestellt wurde, wenn es in der Lunke zu einer Vollfüllung der Leitung kam.
Sprünge werden zudem auch in der Verlegung von Vakuumtransportleitungen eingebaut.
Die Sprünge wurden aus zwei hintereinander gesetzten 45°-Bögen (DN 50) realisiert, wobei die Mindestsprunghöhe des Innendurchmessers mit einer Höhendifferenz des Sprunges von ca. 70 mm erfüllt wurde.
Durch die Versuche sollten die folgenden Fragen beantwortet werden:

Wie ist der Feststofftransport in DN 50-Rohren? Wie groß sind die erreichbaren Transportdistanzen mit der Propelair-Toilettenspülung?

Kommt es zu Ablagerungen oder Verstopfungen in den Leitungen?

Welchen Einfluss hat ein Entlüftungsrohr auf die Transportdistanz?

Sollten Sprünge in die Grundleitung eingebaut werden, ähnlich wie beim Verlegen von
Vakuumtransportleitungen? Welches Profil sollten diese haben?

Gibt es bleibende Ablagerungen in Sprüngen in der Grundleitung?
9
Lunke: Bodenwelle / Vertiefung
205
II.6.1
Dezember 2013
Aufbau
Abbildung 130: schematischer Aufbau der Versuche V3.1, V3.2, V3.3 und V3.4
Für die Richtungsänderungen wurden nur 45° Bögen in DN 50 eingebaut, wie sie in Abbildung 131 und
Abbildung 132 gezeigt sind.
Abbildung 131: Toilettenanschluss: Reduzierung DN 75 auf DN 50, 45°-Bögen
Abbildung 132: Übergang Anschlussleitung
zu Fall- und Grundleitung aus 45°-Bögen und Y-Stück,
mit Entlüftungsrohr nach oben (V3.1)
Versuch V3.1 wurde mit Aufbau 1 durchgeführt (siehe Abbildung 133). Dabei wurde die Propelair-Toilette
mit einer DN 50-Anschlussleitung (Länge 2,77 m) an eine Fallleitung (DN 50, Höhendifferenz 0,35 m)
angeschlossen, welche nach oben hin entlüftet war. Die DN 50-Grundleitung hatte ein Gefälle von ca. 1 %
und war etwa 18 m lang.
206
Dezember 2013
Abbildung 133: Versuchsaufbau 1, Versuch 3.1
Versuch V3.2 wurde mit Aufbau 2 durchgeführt (siehe Abbildung 134), welcher sich von Aufbau 1 nur
dadurch unterscheidet, dass keine Entlüftung des Systems stattfindet. Die Fallleitung wurde mit einem
Stopfen am Abzweig verschlossen.
Der im Versuch V3.3 eingesetzte Aufbau 3 (siehe Abbildung 135) hat im Vergleich zu Aufbau 2 einen
Sprung mit Sägezahnprofil (angelehnt an DIN EN 1091 / DWA-A 116-1) in der Grundleitung (nach ca. 2,9
m) aus zwei 45°-Bögen. Die Höhendifferenz zur nachfolgenden Leitung beträgt etwa 7 cm. Das System
wird nicht entlüftet.
Versuch V3.4 wurde Aufbau 4 durchgeführt, der einen Sprung mit Taschenprofil (siehe Abbildung 136,
angelehnt an DIN EN 1091 / DWA-A 116-1) in der Grundleitung nach ca. 2,9 m aus mehreren 45°-Bögen
hat. Die Höhendifferenz zur Leitung des Einlaufs beträgt ca. 9 cm und zur Leitung des Ablaufs ca. 20 cm.
Das System wird nicht entlüftet.
207
II.6.2
Dezember 2013
Durchführung
Die Versuche wurden jeweils mit dem Ablauf von einem Großgeschäft und fünf Kleingeschäften durchgeführt. Ein Großgeschäft bestand dabei aus einer Probe mit 150 g mit 2x 4 Stücken Toilettenpapier (2-lagig),
welches mit der Propelair-Toilette gespült wurde. Ein Kleingeschäft umfasste 4 Stücke Toilettenpapier
(2-lagig). Die Menge des Gelbwasserzuflusses wurde vernachlässigt.
Als Teststücke (siehe Abbildung 137) wurden gepresste wurstförmige Proben aus Sojabohnenpaste und
Mehl eingesetzt, welche eine mittlere Konsistenz besaßen (Mischungsverhältnis ca. 475 g Sojabohnenpaste zu 80 g Mehl). Die Versuche wurden jeweils mit zwei Probenstücken mit einem Gewicht von jeweils
75 g, einem Durchmesser von 30 mm und einer Länge von 90 mm durchgeführt. Außerdem wurden die
Tests mit weiteren Teststücken durchgeführt, die die gleiche Konsistenzen und Gewichte aufwiesen, aber
mit einer Gummihaut versehen wurden. Der Durchmesser wurde dadurch vergrößert auf 37 mm bzw.
38 mm und die Länge auf 68 mm verkürzt.
Abbildung 137: Teststücke ohne und mit Gummihaut
In Tabelle 41 sind die charakteristischen Merkmale der Versuche aufgeführt:
Tabelle 41: Versuchsübersicht der Versuche mit DN 50-Leitung
Versuch
System mit / ohne
Grundleitung
Teststücke mit / ohne
Nr.
Entlüftung
mit / ohne Sprung
Gummihaut
V3.1a
Mit Entlüftung
Ohne Sprung
Ohne Gummihaut
V3.1b
Mit Entlüftung
Ohne Sprung
Mit Gummihaut
V3.2a
Ohne Entlüftung
Ohne Sprung
Ohne Gummihaut
V3.2b
Ohne Entlüftung
Ohne Sprung
Mit Gummihaut
V3.3a
Ohne Entlüftung
Mit Sprung (Sägezahnprofil)
Ohne Gummihaut
V3.3b
Ohne Entlüftung
Mit Sprung (Sägezahnprofil)
Mit Gummihaut
V3.4a
Ohne Entlüftung
Mit Sprung (Taschenprofil)
Ohne Gummihaut
V3.4b
Ohne Entlüftung
Mit Sprung (Taschenprofil)
Mit Gummihaut
208
II.6.3
Dezember 2013
Beobachtungen
Propelair-Toilette:

Durch die schlechte Abdichtung der Toilettenschüssel zum Deckel ging ein Teil des Luftdrucks
verloren.

Die minimale Zeit zwischen zwei Spülungen mit der Propelair-Toilette betrug etwa 75 Sekunden.
Aufbau:

Die 45°-Bögen des Sprunges mit Taschenprofil wurden durch den Luft- und Wasserdruck auseinandergedrückt, sodass Wasser entweichen konnte.

Beim Sprung mit Sägezahnprofil wurde keine Vollfüllung erreicht, aber mit einem Sprung mit
Taschenprofil.
Feststofftransport:

Die Teststücke (d = 30 mm bzw. 37 mm) erreichten schon einen Füllungsgrad von etwa
h/d = 0,7. Mit etwas Papier ergab sich schnell eine Blockade des Rohres und es kam hinter
den Teststücken zur Vollfüllung.

Im System mit Entlüftung wurden die Teststücke in der Grundleitung nur durch den Wasserdruck transportiert. Im System ohne Entlüftung zeigte der Luftdruck die deutliche Wirkung,
dass die Teststücke direkt nach Auslösen der Spülung weitertransportiert wurden, während
das Wasser erst später bei den Teststücken ankam.

Zwischen den zwei Teststücken kam es zum Aufstauen von Wasser, welches zwischen den
Teststücken „hin und her schaukeln“ konnte. Dadurch wurde der Trans ort gehemmt.

Bei einer Spülung wurde das Papier nicht aus der Schüssel befördert.

Die Teststücke mit Gummihaut wurden deutlich schneller und weiter transportiert als die ohne
Gummihaut. Durch die glatte Oberfläche der Teststücke mit Gummihaut schwamm das Papier
meist an den Proben vorbei und half nicht beim weiteren Transport. An den Teststücken ohne
Gummihaut hingegen haftete das Papier, sodass es beim Aufstauen des Wassers und weiteren Transport helfen konnte.

Die Teststücke mit Gummihaut hatten trotz kleiner Lufteinschlüsse nicht genügend Auftrieb, um
zu schwimmen (genauso wie die Teststücke ohne Gummihaut).
209
II.6.4
Dezember 2013
Zur Auswertung der Versuche sind im Folgenden die Transportdistanzen über die Anzahl der Spülungen
aufgetragen. Dabei bestand jeweils die erste Spülung der Propelair-Toilette aus einem Großgeschäft und
die zweite bis fünfte Spülung aus jeweils einem Kleingeschäft.
Einfluss versuchsbedingter Schwankungen
Die Versuche wurden jeweils zweimal durchgeführt. Dabei traten versuchsbedingte Schwankungen auf.
Ein Vergleich der Transportdistanzen innerhalb eines Versuches kann für alle Versuche durchgeführt werden, da allerdings die gleichen Ergebnisse aus diesen Vergleichen gezogen werden können, werden im
Folgenden nur die Transportdistanzen des Versuches V3.1 (siehe Abbildung 138) verglichen.
Abbildung 138: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen innerhalb des Versuchs V3.1a
(System mit Entlüftung, Grundleitung ohne Sprung, Teststücke ohne Gummihaut, mittlere Transportdistanzen)
Es zeigen sich in Abbildung 138 versuchsbedingte Schwankungen von ca. 1 bis 4,5 m. In den weiteren
Versuchen V3.1b, V3.2, V3.3 und V3.4 konnten Schwankungen von ca. 0 bis 6 m festgestellt werden. Zum
Ausgleichen der Schwankungen wurden bei der weiteren Auswertung der Versuche jeweils der Mittelwert
aus den Transportdistanzen der zwei Teststücke und beider Durchgänge verwendet.
Einfluss der Gummihaut um die Teststücke
Die Versuche wurden jeweils mit Teststücken aus Sojabohnenpaste und Mehl durchgeführt (V3.1a, V3.2a,
V3.3a, V3.4a) und anschließend wiederholt mit Teststücken aus Sojabohnenpaste und Mehl, die mit einer
Gummihaut versehen wurden (V3.1b, V3.2b, V3.3b, V3.4a). Das unterschiedliche Transportverhalten kann
210
Dezember 2013
im Vergleich der Versuche V3.1a mit V3.1b, V3.2a mit V3.2b, V3.3a mit V3.3b und V3.4a mit V3.4b beurteilt werden. Im Folgenden ist der Vergleich von V3.1a und V3.1b dargestellt.
Abbildung 139: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen ohne und mit Gummihaut
der Versuche V3.1a und V3.1b (System mit Entlüftung, Grundleitung ohne Sprung, Teststücke ohne bzw.
mit Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen)
Im Vergleich der Transportdistanzen von Teststücken mit und ohne Gummihaut zeigt sich ein deutlich besserer Transport der Teststücke mit Gummihaut. Bei der dritten Spülung wurden beide Teststücke mit
Gummihaut aus der Leitung gespült (Transportdistanz > 18 m), während die Teststücke ohne Gummihaut
die doppelte Anzahl an Spülungen benötigten.
Bei der ersten Spülung wurden die Teststücke ohne Gummihaut nur ca. 2 m weit in der Grundleitung
transportiert, während die Teststücke mit Gummihaut über 6 m in der transportiert wurden.
Zur Beurteilung, welche Teststücke menschlichen Fäzes ähnlicher sind, müssten vergleichende Versuche
durchgeführt werden. Da allerdings die Teststücke mit Gummihaut sehr glatt sind und damit einen sehr
guten Transport aufzeigen, ist fraglich, ob diese Teststücke ähnliche Eigenschaften wie menschliche Fäzes
haben. Der Transport mit Teststücken ohne Gummihaut hingegen ist stark gebremst durch die klebrige
Oberfläche der Teststücke. Dafür kann auch ein Bruch oder Zersetzen von Teststücken nachgestellt werden.
Einfluss einer Entlüftung
Im Versuch V3.1 konnte beobachtet werden, dass viel Wasser in das Entlüftungsrohr und oben heraus
befördert wurde. Zudem wurden die Feststoffe ab der zweiten Spülung nur noch durch den Wasserdruck
weiter transportiert. Aus diesem Grund wurde das Entlüftungsrohr abmontiert und der Abzweig mit einem
Blindstopfen verschlossen. Der Vergleich der Transportdistanzen ist in Abbildung 140 dargestellt.
211
Dezember 2013
Abbildung 140: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen mit und ohne Entlüftung
(Versuche V3.1 und V3.2: System mit bzw. ohne Entlüftung, Grundleitung ohne Sprung, Teststücke ohne
bzw. mit Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen)
Die Transportdistanzen der Teststücke ohne Gummihaut (ausgefüllte Markierung der Datenpunkte) sind
bei der ersten Spülung unabhängig von der Entlüftung sehr ähnlich. Bei den folgenden Spülungen wird
allerdings deutlich, dass im System ohne Entlüftung ein deutlich weiterer Transport der Feststoffe möglich
ist. Der Unterschied durch die Entlüftung nimmt mit jeder Spülung zu.
Die Teststücke mit Gummihaut (nicht ausgefüllte Markierung der Datenpunkte) wurden ohne die Entlüftung
bereits bei der ersten Spülung fast doppelt so weit (ca. 12 m) transportiert wie im System mit Entlüftung
(ca. 6,5 m).
In den Versuchen konnte beobachtet werden, dass ohne eine Entlüftung die Feststoffe fast sofort nach
Auslösen der Druckspülung der Propelair-Toilette durch den Luftdruck weiter transportiert wurden. Das
Wasser der Spülung kommt erst eine gewisse Zeit später bei den Teststücken an und führt beim System
mit Entlüftung allein, ohne den Luftdruck zum Weitertransport.
Der Vergleich der Transportdistanzen und die Beobachtung während der Versuche V3.1 und V3.2 zeigt,
dass in einem System mit Entlüftung der Luftdruck verloren geht und der Feststofftransport nur durch den
Wasserdruck erfolgt. In einem System ohne Entlüftung hingegen kann der Luftdruck zum Transport genutzt
werden, wodurch deutlich größere Transportdistanzen und Transportgeschwindigkeiten erreicht werden
können.
212
Dezember 2013
Einfluss eines Sprungs in der Grundleitung
Aufgrund der Beobachtung einer Lunkenbildung in den Vertiefungsversuchen mit einem DN 50-Schlauch
wurde in den Versuchen V3.3 und V3.4 ein Sprung mit Sägezahn- bzw. Taschenprofil in die Grundleitung
eingebaut, welcher bei Vollfüllung eine Verbesserung des Feststofftransports bewirken sollte.
Die Transportdistanzen des Versuches mit Sprung in der Grundleitung werden im Folgenden mit denen
des Versuches V3.2 ohne Sprung verglichen.
Abbildung 141: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen ohne und mit Sprung
(mit Sägezahn-/Taschenprofil) in der Grundleitung (Versuche V3.2, V3.3 und V3.4: System ohne Entlüftung, Grundleitung ohne bzw. mit Sägezahn-/Taschen-Sprung, Teststücke ohne bzw. mit Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen)
Der Vergleich der Transportdistanzen der Versuche ohne bzw. mit Sägezahn-Sprung in der Grundleitung
zeigt, dass mit dem Sägezahn-Sprung die Transportdistanz meist geringer ist als ohne Sprung. Sowohl für
die Teststücke ohne Gummihaut, als auch mit Gummihaut zeigte sich dieses Ergebnis. Dabei betragen die
Differenzen der Transportdistanzen zwischen ca. 0 und 6 m. Der Grund für die Verschlechterung statt Verbesserung des Feststofftransports mit dem Sägezahn-Sprung in der Grundleitung ist vermutlich, dass im
Sprung keine Vollfüllung der Leitung erreicht wurde, sondern nur etwa ein Füllungsgrad von h/d = 0,5
(siehe Abbildung 142).
213
Dezember 2013
Abbildung 142: Füllungsgrad der Grundleitung im Sprung mit Sägezahnprofil
Durch die fehlende Vollfüllung konnte die Luft wie in der Leitung ohne Sprung ungehindert oberhalb des
Wassers und der Feststoffe entweichen, ohne einen Nutzen beim Feststofftransport zu bewirken. Gleichzeitig geht durch den Sprung Energie verloren, sodass sich der Feststofftransport durch den Wasserdruck
verschlechtert.
Zum Erreichen einer Vollfüllung wurde daher ein Sprung mit Taschenprofil (siehe Abbildung 143) eingesetzt.
Abbildung 143: Sprung mit Taschenprofil
Beim Taschen-Sprung wurde eine Vollfüllung erreicht, allerdings wurde das Wasser in der Grundleitung
zurückgestaut, sodass sich im Einlauf zum Sprung bis zur Fallleitung ein Füllungsgrad von etwa h/d = 0,3
einstellte.
Die erreichten Transportdistanzen in der Grundleitung mit einem Sprung mit Taschenprofil waren ähnlich
wie die mit dem Sägezahnprofil. Meist wurden geringere Distanzen erreicht als in der Grundleitung ohne
Sprung. Dies ist vermutlich auf den Energieverlust durch den Sprung, sowie durch das rückgestaute
Wasser in der Grundleitung vor dem Sprung zurückzuführen.
Es kam zu keinen bleibenden Ablagerungen in den Sprüngen. Probenreste wurden bei beiden Sprungprofilen mit den nachfolgenden Spülungen heraus gespült.
214
II.6.5
Dezember 2013
Ergebnisse
Der Feststofftransport der Propelair-Toilette mit einem DN 50-Leitungssystem ist deutlich besser als in
Leitungen größerer Nennweite (DN 75, DN 110).
In den Versuchen V3.1a und V3.2a (Teststücke ohne Gummihaut) konnte eine Vollfüllung der Leitung
hinter den Proben beobachtet werden (siehe Abbildung 144).
Abbildung 144: Feststofftransport in DN 50-Grundleitung
(Versuch V3.1a: System mit Entlüftung, Grundleitung ohne Sprung, Teststücke ohne Gummihaut)
Durch das angestaute Wasser wurden die Feststoffe sehr gut transportiert, bis das Wasser seitlich der
Proben vorbeifließt. Da allerdings die Proben (Durchmesser 30 mm) bereits einen Großteil des Rohrquerschnitts blockieren, kommt es leichter zum Anstauen des Wassers als in den Vorversuchen und Vertiefungsversuchen I und II mit größeren Rohrdurchmessern.
In den Versuchen mit Teststücken ohne Gummihaut hilft zudem das Toilettenpapier, das Wasser zu
stauen. Die Teststücke mit Gummihaut hingegen scheinen zu glatt zu sein, sodass das Toilettenpapier
kaum an den Teststücken haftet und beim Transport nicht zusätzlich unterstützt.
Einfluss versuchsbedingter Schwankungen: In den Versuchen zeigen sich versuchsbedingte Schwankungen von ca. 0 bis 6 m, welche bei der weiteren Auswertung der Versuche mit berücksichtigt werden sollten.
Einfluss einer Gummihaut um die Teststücke: Im Vergleich der Transportdistanzen von Teststücken mit
und ohne Gummihaut zeigt sich ein deutlich besserer Transport der Teststücke mit Gummihaut, da sie
einen geringeren Reibungswiderstand zu den Leitungen aufweisen. Allerdings ist fraglich, welche Teststücke menschlichen Fäzes ähnlicher sind.
Einfluss einer Entlüftung: Eine Entlüftung am Fallrohr führt zum Verlust des Luftdrucks der PropelairToilette, sodass der Feststofftransport insbesondere ab der zweiten Spülung hauptsächlich durch den
Wasserdruck erfolgt. In einem System ohne Entlüftung können mittels des Luftdrucks deutlich größere
Transportdistanzen und Transportgeschwindigkeiten erreicht werden.
Einfluss eines Sprungs in der Grundleitung: Mit einem Sprung mit Sägezahn- oder Taschenprofil in der
Grundleitung wurden geringere Transportdistanzen erreicht als ohne Sprung. Dies liegt vermutlich an den
Energieverlusten am Sprung bzw. am zurückgestauten Wasser.
215
II.6.6
Dezember 2013
Fazit
Die weiteren Vertiefungsversuche haben gezeigt, dass der Feststofftransport der Propelair-Toilette mit
einem DN 50-Leitungssystem deutlich besser ist als in Leitungen größerer Nennweiten (DN 75, DN 110).
Die erreichten Transportdistanzen schwankten sehr stark während der Versuche, was vermutlich durch
unterschiedlich gutes Abdichten des Toilettendeckels verursacht wurde.
Zudem hat die Auswahl der Teststücke einen starken Einfluss auf die erreichbaren Transportdistanzen. Die
Teststücke mit Gummihaut wurden immer deutlich weiter transportiert als die Teststücke ohne Gummihaut.
Weiterhin sollte die Propelair-Toilette möglichst in einem DN 50-System ohne Entlüftung angeschlossen
werden, da nur dann der Luftdruck der Toilette zu weiterem Transport in der Grundleitung führen kann. In
einem System mit Entlüftung kann nur der Wasserdruck die Feststoffe in der Grundleitung weiter transportieren.
Wenn ein Sprung in die DN 50-Grundleitung eingebaut wird, muss dieser so optimiert werden, dass der
Nutzen größer ist als der Energieverlust beim Transport. Ansonsten sollte eine Grundleitung ohne Sprung
vorgezogen werden.
II.7
Versuche zur Drainwave
In diesem Versuch soll die Wirkung der Drainwave untersucht werden. In einem HWC-System unter
Einsatz der Propelair-Toilette wird es bei Abflussleitung mit DN 110 und einem Gefälle zwischen 0,5 % und
1 % zum Ablagern der Feststoffe in der Leitung kommen, wie die Vor- und Vertiefungsversuche gezeigt
haben. Es wird daher die Wirkung einer Schwallspülung durch eine Drainwave zum Weitertransport des
konzentrierten Schwarzwassers untersucht.
Die Drainwave besteht aus einem Zwischenspeicher mit einem Füllvolumen von etwa 10 L. Der beweglich
gelagerte Kippkübel wird bei Erreichen des maximalen Volumens durch Schwerkraft ausgelöst und gibt das
Schwarz- oder Schmutzwasser als Schwallspülung in die Leitung (siehe Abbildung 60).
Abbildung 145: Funktionsweise der Drainwave (Ducane, 2012)
Dabei bleibt jeweils ein Restanteil in der Drainwave zurück, sodass für die nächste Füllung nur noch etwa
9,5 L Wasser zum Auslösen benötigt werden. Laut Hersteller wird so die Ablagerung von Feststoffen nach
2 m bis 3 m hinter der Fallleitung vermieden und bei einem Gefälle von 1 % weitere 25 m zum Siel geschwemmt (Fisher, 2010). Für die Versuche des Herstellers wurden das australische und das britische
Standardteststück eingesetzt (Wiggler bzw. Westminster Solid) (Fisher, 2012).
216
Dezember 2013
Untersucht wird der Einsatz der Drainwave für den Anwendungsfall HWC mit konzentriertem Schwarzwasser der Propelair-Toilette. Da die Propelair-Toilette nur 1,5 L Wasser pro Spülung benötigt kann das
Schwarzwasser nur schlecht mit einer DN 110-Gefälleleitung abtransportiert werden. Das Ableiten von
Misch-, Gelb- oder Grauwasser muss nicht zwingend durch eine Drainwave unterstützt werden, da keine
Feststoffe vorhanden sind, welche sich ablagern könnten. Dort ist der Einsatz nur notwendig, wenn für
geringe Abwassermengen eine Gefälleleitung nicht ausreicht, wie es in Australien bereits angewandt wird.
Der Einsatz der Drainwave kann im Haus, in der Grundleitung zwischen dem Haus und dem Siel, sowie im
öffentlichen Bereich mit mehreren Hausanschlüssen erfolgen. Laut dem Hersteller Ducane können bis zu
vier Toiletten ohne weitere Entwässerungsgegenstände an eine Drainwave angeschlossen werden. Wenn
noch zwei Waschbecken und eine Dusche angeschlossen werden, soll die Drainwave das Schwarzwasser
von bis zu sechs Toiletten entsorgen können (Ducane, 2012).
Durch die Versuche sollten die folgenden Fragen beantwortet werden:

Wie ist das reale Füllvolumen der Drainwave?

Wo muss die Drainwave platziert werden? (für konzentriertes Schwarzwasser)  Ableitung
aus Vor- und Vertiefungsversuchen

Wie weit ist die Transportdistanz von Feststoffen durch die Drainwave?Herstellerangabe:
> 25 m bei einem Gefälle von 1 %

Ist die Transportdistanz nach der Drainwave abhängig vom Gefälle? (Tests mit 0,5 % und 1 %)

Gibt es Verstopfungen oder Ablagerungen in der Drainwave durch konzentriertes Schwarzwasser?

Verändern sich die Konsistenz und / oder Größe der Teststücke durch die Drainwave?
(Zerbrechen die Proben?)

II.7.1
Wie ist die Auswirkung von Toilettenpapier auf den Feststofftransport mit der Drainwave?
Aufbau
Die Versuche wurden am Teststand in Köhlbrandhöft mit einer 9,5 L-Drainwave ohne Propelair-Toilette
durchgeführt (schematischer Aufbau siehe Abbildung 146).
Abbildung 146: schematischer Aufbau der Versuche mit einer Drainwave
217
Dezember 2013
Es wurde nur einer der seitlich eingelassenen Wasserzuläufe (DN 110) der Drainwave verwendet, der andere wurde mit einem Blindstopfen verschlossen (siehe Abbildung 147). Der Wasserabfluss (DN 110)
befindet sich vorne an der Drainwave. Die hieran angeschlossene Grundleitung (DN 110) war ca. 17 m
lang (siehe Abbildung 148).
Abbildung 147: 9,5 L-Drainwave mit seitlichem Wasserzulauf
Abbildung 148: Drainwave mit DN 110Grundleitung
Die Grundleitung wurde in den Versuchen V2.1 und V2.2 auf ein Gefälle von 0,5 % und im Versuch V2.3
auf ein Gefälle von 1 % eingestellt.
II.7.2
Durchführung
Die Versuche wurden mit dem bereits in vorherigen Versuchen genutzten Ablauf von einem Großgeschäft
und fünf Kleingeschäften durchgeführt (V2.1, V2.3), welche direkt und ohne den Einsatz der PropelairToilette in die Drainwave gegeben wurden. Ein Großgeschäft bestand dabei aus einer Probe mit 150 g mit
2x 4 Stücken Toilettenpapier (2-lagig) und 1,5 L Wasser. Ein Kleingeschäft umfasste 4 Stücke Toilettenpapier (2-lagig) und 1,5 L Wasser. Die Menge des Gelbwasserzuflusses wurde vernachlässigt. Mit sechs
simulierten Spülungen wurde das Füllvolumen von 9,5 L erreicht. Nach dieser ersten Spülung wurden eine
zweite und teilweise eine dritte Spülung der Drainwave, bestehend aus 9,5 L Wasser ohne Proben oder
Papier, eingesetzt, um den weiteren Feststofftransport in der Grundleitung zu beobachten.
Im Versuch V2.2 wurden die fünf Kleingeschäfte weggelassen und die Drainwave nur mit einem Großgeschäft und 9,5 L Wasser gefüllt, um den Einfluss von Toilettenpapier zu untersuchen. Zudem war dies
die Simulation eines 9,5 L-WCs, welches mit nur einem Großgeschäft die Drainwave zum Auslösen bringt.
Als Teststücke (siehe Abbildung 149) wurden gepresste wurstförmige Proben aus Sojabohnenpaste und
Mehl eingesetzt, welche eine mittlere Konsistenz besaßen (Mischungsverhältnis ca. 840 g Sojabohnenpaste zu 170 g Mehl). Die Versuche wurden jeweils mit zwei Probenstücken mit einem Gewicht von jeweils
75 g, einem Durchmesser von 30 mm und einer Länge von 90 mm durchgeführt. Zwei dieser Teststücke
218
Dezember 2013
wurden mit einer Gummihaut versehen und hatten jeweils ein Gewicht von 75 g, einen Durchmesser von
37 mm und eine Länge von 68 mm.
Abbildung 149: Teststücke ohne und mit Gummihaut
In Tabelle 42 sind die charakteristischen Merkmale der Drainwave-Versuche aufgeführt:
Tabelle 42: Übersicht der Drainwave-Versuche
II.7.3
Versuch
Anzahl Groß- und Kleingeschäfte
Gefälle der
Teststücke mit /
Nr.
(+ 9,5 L Wasser)
Grundleitung
ohne Gummihaut
V2.1a
1 Großgeschäft + 5 Kleingeschäfte
0,5 %
ohne Gummihaut
V2.1b
0,5 %
mit Gummihaut
V2.2
1 Großgeschäft (ohne Kleingeschäfte)
0,5 %
ohne Gummihaut
V2.3a
1%
ohne Gummihaut
V2.3b
1%
mit Gummihaut
Beobachtungen
Drainwave:

Ein Teil des Spülwassers bleibt immer in der Drainwave zurück, sodass bei der ersten Nutzung
ein größeres Volumen zum Auslösen benötigt wird.
Feststofftransport:

Die Teststücke ohne Gummihaut blieben bei den meisten Versuchen teilweise oder vollständig
in der Drainwave kleben. Die Teststücke mit Gummihaut hingegen konnten immer direkt aus
der Drainwave gespült werden.

Die Konsistenz der verwendeten Sojabohnenpaste variierte, sodass die Teststücke teilweise
eine weichere Konsistenz besaßen.

Die Teststücke mit Gummihaut haben nicht genügend Auftrieb um zu schwimmen.
219
II.7.4
Dezember 2013
Zur Auswertung der Drainwave-Versuche sind im Folgenden die Transportdistanzen über die Anzahl der
Spülungen aufgetragen. Dabei bestand jeweils die erste Spülung der Drainwave aus einem oder zwei
Großgeschäften und ggf. fünf Kleingeschäften zusammen mit 9,5 L Wasser. Die zweite und dritte Spülung
der Drainwave war jeweils 9,5 L Wasser ohne Proben oder Papier und diente dazu, den weiteren Feststofftransport in der Leitung zu untersuchen.
Jeder Versuch wurde zweimal durchgeführt und die Werte in den Graphen bis auf die nächste Abbildung
150 zeigen die Mittelwerte der Transportdistanzen aus beiden Versuchen und jeweils beider Teststücke.
Einfluss versuchsbedingter Schwankungen
Die Versuche mit der Drainwave wurden jeweils zweimal durchgeführt. Dabei traten versuchsbedingte
Schwankungen auf. Ein Vergleich der Transportdistanzen innerhalb eines Versuches kann für die Versuche V2.1, V2.2 und V2.3 durchgeführt werden. Da die gleichen Ergebnisse aus diesen Vergleichen gezogen werden können, werden im Folgenden nur die Transportdistanzen des Versuches V2.1 (siehe Abbildung 150) verglichen.
Abbildung 150: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen innerhalb des Versuchs V2.1a
(Aufbau: Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, Teststücke ohne Gummihaut, mittlere Transportdistanzen)
Es zeigen sich in Abbildung 150 versuchsbedingte Schwankungen von ca. 4 bis 13 m. Dabei ist allerdings
zu beachten, dass im zweiten Durchlauf die zweite Spülung nur mit 7 L durchgeführt wurde, da die
Drainwave vermutlich durch das Probengewicht schon auslöste. In den weiteren Versuchen V2.1b, V2.2
und V2.3 konnten ebenfalls Schwankungen festgestellt werden, allerdings weisen die Versuche mit Teststücken mit Gummihaut weniger Schwankungen (ca. 0 – 4 m) auf als die Versuche mit Teststücken ohne
Gummihaut (ca. 2 – 13 m). Diese Schwankungen sollten bei der weiteren Auswertung der Versuche mit
berücksichtigt werden.
220
Dezember 2013
Einfluss einer Gummihaut um die Teststücke
Die Drainwave-Versuche wurden jeweils mit Teststücken aus Sojabohnenpaste und Mehl durchgeführt
(V2.1a, V2.2, V2.3a) und anschließend wiederholt mit Teststücken aus Sojabohnenpaste und Mehl, die mit
einer Gummihaut versehen wurden (V2.1b, V2.3b). Das unterschiedliche Transportverhalten kann im Vergleich der Versuche V2.1a mit V2.1b und V2.3a mit V2.3b beurteilt werden. Im Folgenden ist der Vergleich
von V2.1a und V2.1b dargestellt.
Abbildung 151: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen ohne und mit Gummihaut
der Versuche V2.1a und V2.1b (Aufbau: Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, Teststücke mit
bzw. ohne Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen)
Im Vergleich der Transportdistanzen von Teststücken mit und ohne Gummihaut zeigt sich ein deutlich besserer Transport der Teststücke mit Gummihaut. Bei der zweiten Spülung wurden beide Probenstücke aus
der Leitung gespült (Transportdistanz > 17 m). Ein nahezu gleiches Ergebnis zeigt sich im Vergleich der
Versuche V2.3a und V2.3b bei einem Gefälle von 1 %.
Trotz der Gummihaut um die Teststücke beträgt die maximal erreichte Transportdistanz bei der ersten
Spülung der Drainwave nur 9,1 m (V2.3b) und ist somit deutlich geringer als die Herstellerangabe von
mehr als 25 m.
Zur Beurteilung, welche Teststücke menschlichen Fäzes ähnlicher sind, müssten vergleichende Versuche
durchgeführt werden. Da allerdings die Teststücke mit Gummihaut sehr glatt sind und damit einen sehr
guten Transport aufzeigen, ist fraglich, ob diese Teststücke ähnliche Eigenschaften wie menschliche Fäzes
haben. Der Transport mit Teststücken ohne Gummihaut hingegen ist stark gebremst durch die klebrige
Oberfläche der Teststücke. Dafür kann auch ein Bruch oder Zersetzen von Teststücken nachgestellt
werden.
221
Dezember 2013
Einfluss von Toilettenpapier auf den Feststofftransport einer Drainwave-Spülung
Der Versuch V2.2 wurde analog zum Versuch V2.1a durchgeführt, allerdings wurde statt einem Großgeschäft plus fünf Kleingeschäfte (jeweils bestehend aus 4 Stücken Toilettenpapier) nur ein Großgeschäft mit
der gleichen Menge Wasser in die Drainwave gegeben. Der Mittelwert der erreichten Transportdistanzen
wird in Abbildung 152 mit dem Mittelwert aus Versuch V2.1a verglichen.
Abbildung 152: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen mit viel oder wenig Papier
der Versuche V2.1a und V2.2 (Aufbau: Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 %, Teststücke ohne
Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen)
Die geringe Abweichung der Transportdistanzen zeigt, dass das Toilettenpapier nur einen geringen Einfluss auf den Feststofftransport bei einer Drainwave-Schwallspülung hat.
Einfluss des Gefälles der Grundleitung
Die an die Drainwave angeschlossene DN 110-Grundleitung besaß im Versuch V2.1 ein Gefälle von 0,5 %
und im Versuch V2.3 ein Gefälle 1 %. Der Vergleich der Transportdistanzen soll den Einfluss des Gefälles
aufzeigen.
222
Dezember 2013
Abbildung 153: Vergleich der Transportdistanzen von Feststoffen bei unterschiedlichem Gefälle
in den Versuchen V2.1 und V2.3 (Aufbau: Grundleitung DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 % bzw. 1 %,
Teststücke mit bzw. ohne Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen)
Der Vergleich der Transportdistanzen der beiden Versuche mit Teststücken ohne Gummihaut zeigt kaum
einen Unterschied zwischen dem Gefälle von 0,5 % und dem Gefälle von 1 %. Die Versuche mit den Teststücken mit Gummihaut zeigen eine Differenz von ca. 2 m bei der ersten Spülung, wobei beim Gefälle von
1 % eine größere Transportdistanz erreicht wurde. Dies kann aber auch durch versuchsbedingte Schwankungen verursacht worden sein. Bei der zweiten Spülung zeigt sich auch mit den Teststücken mit Gummihaut kein Einfluss durch das Gefälle.
II.7.5
Ergebnisse
In den Versuchen konnte nie die Herstellerangabe einer Transportdistanz von 25 m mit nur einer Spülung
der Drainwave erreicht werden. Die Teststücke ohne Gummihaut blieben teilweise in der Drainwave kleben
und konnten nur mit weiteren 9,5 L-Spülungen heraus befördert werden. Die maximal erreichte Transportdistanz bei der ersten Drainwave-Schwallspülung wurde mit den Teststücken mit Gummihaut bei einem
Gefälle der DN 110-Grundleitung von 1 % erreicht und betrug 9,1 m (V2.3b).
Einfluss versuchsbedingter Schwankungen: In den Versuchen wurden versuchsbedingte Schwankungen
von ca. 0 – 13 m festgestellt. Dabei weisen die Versuche mit Teststücken mit Gummihaut weniger
Schwankungen (ca. 0 – 4 m) auf als die Versuche mit Teststücken ohne Gummihaut (ca. 2 – 13 m). Diese
Schwankungen sollten bei der weiteren Auswertung der Versuche mit berücksichtigt werden.
Einfluss einer Gummihaut um die Teststücke: Der Vergleich der Transportdistanzen von Teststücken mit
und ohne Gummihaut zeigt sich ein deutlich besserer Transport der Teststücke mit Gummihaut. Trotz der
223
Dezember 2013
Gummihaut um die Teststücke beträgt die maximal erreichte Transportdistanz bei der ersten Spülung der
Drainwave nur 9,1 m (V2.3b) und ist somit deutlich geringer als die Herstellerangabe von > 25 m.
Einfluss von Toilettenpapier auf die Transportdistanz: Toilettenpapier hat nur einen geringen Einfluss auf
den Feststofftransport bei einer Drainwave-Schwallspülung.
Einfluss des Gefälles der Grundleitung: Bei einem Gefälle der Grundleitung von 0,5 % und 1 % zeigt sich
kein Einfluss des Gefälles auf die Transportdistanz von Feststoffen mit einer Drainwave-Spülung.
II.7.6
Fazit
Die Versuche mit der Drainwave haben gezeigt, dass die Feststoff-Transportdistanzen weniger gut waren
als erwartet und als vom Hersteller angegeben. Die erreichbaren Distanzen scheinen daher stark abhängig
von den verwendeten Teststücken zu sein.
Das Gefälle der Grundleitung von 0,5 % und 1 % hat beim Feststofftransport in der Grundleitung (Länge
der verwendeten Grundleitung: 17 m) keine unterschiedliche Transportdistanzen bewirkt. Auch der Einfluss
von Toilettenpapier kann beim Feststofftransport mit der Drainwave vernachlässigt werden.
II.8
Versuchsübergreifende Vergleiche
Die Ergebnisse der einzelnen Versuche wurden jeweils verglichen und zusammengefasst. Manche
Vergleiche sind allerdings nur versuchsübergreifend möglich und werden daher im Folgenden dargestellt.
II.8.1
Zur Auswertung der Versuche wurden die Transportdistanzen über die Anzahl der Spülungen aufgetragen.
Vergleich DN 50-Schlauch und DN 50-Leitung (beides ohne Entlüftung)
Der Vergleich der Transportdistanzen der Versuche V0.2 mit 150 g mittel und V3.2a soll zeigen, ob der
Transport in einem DN 50-Schlauch (V3.2a) vergleichbar ist mit dem Transport in einer DN 50-Leitung
(V0.2 mit 150 g mittel). Der Schlauch und die Leitung in DN 50 wurden jeweils als Anschluss- und Grundleitung verwendet. Dabei wird der Einfluss des in den Versuchen unterschiedlichen Gefälles der Grundleitung (Schlauch: 0,5 %, Leitung: 1 %) vernachlässigt. Beide Versuche wurden mit der Erdgeschoss
Propelair-Toilette in Systemen ohne Entlüftung und mit 150 g-Teststücken ohne Gummihaut in mittlerer
Konsistenz durchgeführt.
224
Dezember 2013
in den Versuchen V0.2 mit 150 g mittel und V3.2a (Aufbau: Anschlussleitung DN 50-Schlauch bzw. –Rohr,
Grundleitung DN 50 mit Gefälle 0,5 % bzw. 1 %, Teststücke ohne Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen bzw. mittlere Transportdistanzen)
Der Feststofftransport im DN 50-Schlauch (V0.2 mit 150 g mittel) ist vergleichbar mit dem Transport in
einer DN 50-Leitung (V3.2a). Beide Systeme werden nicht entlüftet und zeigen einen sehr guten Feststofftransport.
Vergleich unterschiedlicher Rohrdurchmesser (Propelair und 6 L-WC)
Im Folgenden werden die Transportdistanzen der Versuche V3.1a, V3.2a, V1.7, V1.4b und V1.6 verglichen, um den Einfluss unterschiedlicher Rohrdurchmesser der Anschluss- und Grundleitung und einer
Entlüftung auf die Transportdistanzen mit einer Propelair-Toilette gegenüberzustellen. Außerdem sind die
Transportdistanzen eines 6 L-WCs als Referenzszenario dargestellt. Der Einfluss des Gefälles der Grundleitung wird dabei vernachlässigt.
225
Dezember 2013
Die charakteristischen Merkmale der verglichenen Versuche sind:
Tabelle 43: Merkmale der Versuche im Vergleich
Versuch
Nr.
Toilette
Anschluss-
Fall- und
leitung
Grundleitung
Entlüftung
Gefälle der
Grundleitung
V3.1a
Propelair
DN 50
DN 50
Mit Entlüftung
1%
V3.2a
Propelair
DN 50
DN 50
Ohne Entlüftung
1%
V1.7
Propelair
DN 50
DN 110
Mit Entlüftung
0,5 %
V1.4b
Propelair
DN 75
DN 110
Mit Entlüftung
0,5 %
V1.6
6 L-WC
DN 75
DN 110
Mit Entlüftung
0,5 %
Die verglichenen Versuche wurden alle mit 150 g-Teststücken ohne Gummihaut in mittlerer Konsistenz
durchgeführt.
in den Versuchen V3.1a, V3.2a, V1.7, V1.4b und V1.6 (Aufbau: Anschlussleitung DN 50 bzw. DN 75,
Grundleitung DN 50 bzw. DN 110, Gefälle Grundleitung 0,5 % bzw. 1 %, Teststücke ohne Gummihaut,
Mittelwert der Transportdistanzen)
Die schlechtesten Transportdistanzen der verglichenen Versuche zeigen sich bei der Propelair-Toilette mit
der DN 110-Grundleitung im entlüfteten System. Auch der Durchmesser der Anschlussleitung (DN 50 bzw.
DN 75) hat einen Einfluss auf die Transportdistanz.
226
Dezember 2013
Ein deutlich besserer Feststofftransport konnte mit der Propelair-Toilette mit einer DN 50-Grundleitung
(Anschlussleitung ebenfalls DN 50) erreicht werden. Die Transportdistanzen sind mit und ohne Entlüftung
ähnlich wie die mit einem 6 L-WC erreichten Distanzen.
Die maximale Differenz zwischen den Transportdistanzen beträgt bei der ersten Spülung nur etwa 5 m und
wird mit weiteren Spülungen größer (bis zu ca. 16 m).
Vergleich von Systemen mit und ohne Drainwave
Um beurteilen zu können, ob der Einsatz der Drainwave sinnvoll ist, werden die Transportdistanzen der
Versuche V2.3 und V3.2 verglichen. Im Folgenden sind die jeweiligen Parameter dargestellt.
Tabelle 44: Merkmale der Versuche V2.3a, V3.1a, V1.7 und V1.4b
Versuch Nr.
Propelair / Drainwave
Anschlussleitung
Fall- / Grundleitung
V2.3a
Drainwave ohne Propelair
-
DN 110
V3.1a
DN 50
DN 50
V1.7
Propelair ohne Drainwave
DN 110
V1.4b
V1.7 + V2.3a
DN 75
Propelair + Drainwave
(theoretische Berechnung)
DN 50
DN 110
Die Versuche wurden alle in Systemen mit Entlüftung bei einem Gefälle der Grundleitung von 1 % und mit
Teststücken ohne Gummihaut durchgeführt.
Die Transportdistanzen der Drainwave-Spülung wurden in der Grundleitung ab der Drainwave gemessen
(max. Distanz 17 m). Die Transportdistanzen der Propelair-Toiletten wurden ab der Fallleitung gemessen
(max. Distanz 18 m), wobei die Teststücke bereits durch die 2,8 m-lange Anschlussleitung transportiert
wurden.
Um die Transportdistanzen der Drainwave und der Propelair-Toilette vergleichen zu können wurde folgende theoretische Betrachtung gemacht: Eine Propelair-Toilette ist mit DN 50-Anschlussleitung an eine DN
110 Fallleitung angeschlossen und die Drainwave in der DN 110-Grundleitung 1 m Messstrecke ab
Falleitung in der Grundleitung eingebaut. Die Drainwave löst bei der sechsten Spülung der PropelairToilette (jeweils ca. 1,5 - 1,8 L) aus, sodass bei der sechsten Propelair-Spülung die Distanz durch
Drainwave-Spülung plus 1 m Messstrecke ab der Fallleitung erreicht wurde.
227
Dezember 2013
in den Versuchen V1.7+V2.3a, V3.1a, V1.7 und V1.4b (Aufbau: Propelair mit DN 50-Anschlussleitung und
Drainwave nach 1 m in DN 110-Grundleitung, Propelair-Toilette mit Anschlussleitung DN 50 bzw. DN 75
und Grundleitung DN 50 bzw. DN 110, Gefälle Grundleitung 1 %, Teststücke ohne Gummihaut, Mittelwert
der Transportdistanzen)
Idealerweise sollte die Propelair-Toilette in einem reinen DN 50-System betrieben werden, da so die größten Transportdistanzen erreicht werden können.
Mit der DN 110-Grundleitung konnten mit der Propelair-Toilette mit der Anschlussleitung DN 50 nach sechs
Toilettenspülungen größere Transportdistanzen (ca. 5,5 m) erreicht werden als mit der einen DrainwaveSpülung (ca. 1,7 m + 1 m Vorlauf auf Messstrecke), die ebenfalls sechs Spülmengen der Propelair-Toilette
enthält.
Wenn eine Anschlussleitung in DN 75 und Grundleitung in DN 110 verwendet wird, werden die Feststoffe
ohne Drainwave etwa genauso weit transportiert (ca. 2,5 m) wie unter Verwendung der Drainwave.
Wenn allerdings die Herstellerangabe von 25 m auf den Transport realer Fäzes zutreffender ist als die
Versuchsergebnisse,
kann
die
Drainwave
einen
Nutzen
gegenüber
der
alleinigen
Propelair-
Toilettenspülung bringen.
II.8.2
Ergebnisse
Vergleich DN 50-Schlauch und DN 50-Leitung: In DN 50-Systemen ohne Entlüftung zeigt die Bildung von
vollgefüllten Lunken im Schlauch kaum eine Wirkung. Im DN 50-Schlauch und in der DN 50-Leitung ist der
Feststofftransport sehr gut.
228
Dezember 2013
Vergleich unterschiedlicher Rohrdurchmesser (Propelair und 6 L-WC): Beim Einsatz der Propelair-Toilette
sollte als Rohrdurchmesser der Grundleitung DN 50 und nicht DN 110 gewählt werden. In DN 50Systemen mit und ohne Entlüftung ist der Transport mit der Propelair ähnlich gut wie bei einem 6 L-WC mit
einer DN 75-Anschlussleitung und DN 110-Grundleitung. Im DN 50-System ohne Entlüftung konnten die
Transportdistanzen noch etwas verbessert werden gegenüber dem DN 50-System mit Entlüftung.
Vergleich von Systemen mit und ohne Drainwave: Wenn kein reines DN 50-System für die PropelairToilette benutzt werden kann, sondern eine DN 110-Grundleitung benutzt werden muss, kann eine
Drainwave zum Einsatz kommen. In den Versuchen war der Feststofftransport mit der Drainwave allerdings schlechter als mit der vergleichbaren Anzahl an Propelair-Spülungen. Daher müssten die Transporteigenschaften der im beschriebenen Versuch, sowie der vom Hersteller genutzten Teststücke mit realen
Fäzes verglichen werden, um eine gültige Aussage über den Einsatz der Drainwave treffen zu können.
II.8.3
Fazit
Die Propelair-Toilette muss im HWC konzentriertes Schwarzwasser abtransportieren. Beim Einsatz von
Gefälleleitungen sollten daher für einen bestmöglichen Feststofftransport die Anschluss- und Grundleitungen in DN 50 gelegt werden. Zusätzlich sollte auf eine Entlüftung verzichtet werden, um auch bei nachfolgenden Spülungen den Luftdruck der Propelair-Toilette zum Transport der Feststoffe nutzen zu können.
Eine Drainwave kann die Propelair-Toilette nur sinnvoll ergänzen, wenn Ablagerungen innerhalb der
Drainwave vermieden werden können und eine höhere Transportdistanz erreicht werden kann als in den
bisherigen Versuchen. Wenn die Drainwave eingebaut werden soll, muss als Anschlussleitung der Rohrdurchmesser DN 50 gewählt werden, um einen sicheren Feststofftransport zur Drainwave zu gewährleisten
(im Versuch Anschlussleitungslänge von bis zu 2,8 m getestet). Die Drainwave sollte außerdem möglichst
nah an der Fallleitung platziert werden.
II.9
Ergebnisse zur Hausinstallation der Propelair-Toilette
Es wurden mit der Propelair-Toilette Vorversuche, Vertiefungsversuche I und II, Versuche mit einem
DN 50-System und mit einer Drainwave durchgeführt. Aus den Ergebnissen lassen sich erste Schlüsse für
®
die Hausinstallation der Propelair-Toilette im HAMBURG WATER Cycle ziehen. Als Referenzszenario
dient der Versuch V1.6 (Vertiefungsversuche II), in dem ein 6 L-WC simuliert wurde (Aufbau siehe Abbildung 157).
229
Dezember 2013
Abbildung 157: Aufbau des Referenzszenarios 6 L-WC mit DN 75 + DN 110-Leitungen
Die Anschlussleitung wurde mit einem DN 75-Rohr realisiert, das fast der in DIN 1986-100:2008 für Einzelanschlussleitungen von 4,0 L-WCs geforderten Nennweite von DN 80 entspricht. Die Fall- und Grundleitung wurde gemäß DIN 1986-100:2008 als Sammelleitung in DN 110 ausgelegt. Das System ist belüftet.
Die in diesem System mit einem 6 L-WC erreichten Transportdistanzen sind in Abbildung 158 im Vergleich
zu den wesentlichen anderen Aufbauten gezeigt. Die Ergebnisse sind Mittelwerte der Transportdistanzen
aus je zwei Versuchswiederholungen und jeweils beider Teststücke.
in den Versuchen V3.1a, V3.2a, V1.7, V1.4b, V1.6 und V1.7+V2.3a (Aufbau: Anschlussleitung DN 50 bzw.
DN 75, Grundleitung DN 50 bzw. DN 110 mit/ohne Drainwave (nach 1 m), Gefälle Grundleitung 0,5 % bzw.
1 %, Teststücke ohne Gummihaut, Mittelwert der Transportdistanzen)
230
Dezember 2013
Die Ergebnisse aus den durchgeführten Versuchsreihen haben gezeigt, dass im DN 50-System, wie es in
Abbildung 159 gezeigt ist, der beste Feststofftransport erfolgt.
Abbildung 159: Empfohlener Aufbau 1 als DN 50-System mit bzw. ohne Entlüftung
Wenn größere Rohrdurchmesser für die Anschlussleitung (DN 75 oder DN 50 mit Übergang zu DN 110)
gewählt werden, werden die Feststoffe nicht sicher bis zur Fallleitung (im Aufbau ca. 2,7 m) transportiert.
Wenn die Grundleitung in DN 110 mit einer Anschlussleitung der Toilette in DN 50 oder DN 75 (mit Entlüftung) verlegt wird, ist der Feststofftransport dennoch deutlich schlechter als in einem reinen DN 50-System.
In einem DN 50-System kann eine Entlüftung verwendet werden, da die Feststoffe durch den Wasserdruck
bei jeder Spülung weitertransportiert werden. Ohne Entlüftung kann allerdings auch der Luftdruck der
Propelair-Toilette die Feststoffe mit hohem Tempo weitertransportieren, sodass noch deutlich größere
Transportdistanzen erreicht werden als in dem DN 50-System mit Entlüftung.
Neben der Anschluss- und Fallleitung sollten auch für die Grundleitung DN 50-Rohre verwendet werden.
Wenn dies nicht möglich ist und die Verwendung eines entlüfteten Systems mit DN 110-Grundleitung notwendig ist, kann über den Einbau einer Drainwave nachgedacht werden. Die Versuche konnten zwar die
Herstellerangaben bezüglich der mit einer 9,5 L-Drainwave erreichbaren Transportdistanzen von 25 m
nicht bestätigen, allerdings kann dies auch an den verwendeten Teststücken gelegen haben, die sehr klebrig waren. Die Hausinstallation würde dann in Anlehnung an den in Abbildung 64 gezeigten Versuchsaufbau erfolgen.
231
Dezember 2013
Abbildung 160: Empfohlener Aufbau 2 mit Anschlussleitung DN 50 oder DN 75
und Grundleitung DN 110 mit Drainwave
Für die Anschlussleitung sollte weiterhin der Rohrdurchmesser DN 50 verwendet werden, da dann die
Feststoffe sicher bis zur Fallleitung transportiert werden. In den Vorversuchen (Versuche Nr. 2, 10, 13, 14),
Vertiefungsversuchen I (V0.1) und Vertiefungsversuchen II (V1.7) konnten Transportdistanzen in der
Grundleitung (DN 110) ab der Fallleitung gemessen werden, bei denen die Propelair-Toilette mit einer
DN 50-Anschlussleitung verbunden war. Die Transportdistanzen bei der ersten Spülung variieren zwischen
0,1 m und 2,5 m, wobei bis zur sechsten Spülung Transportdistanzen von 3 m bis 5,5 m erreicht wurden.
Daher sollte die Drainwave so dicht wie möglich an der Fallleitung eingebaut werden, aber maximal 3 m
entfernt, sodass die Feststoffe spätestens bei der sechsten Spülung in die Drainwave gebracht und mit der
9,5 L-Schwallspülung in der Grundleitung weitertransportiert werden.
In den Versuchsreihen wurde bei den folgenden Parametern kein oder nur ein geringer Einfluss festgestellt:

Schlauch vs. Rohr im DN 50-System (Anschluss-, Fall- und Grundleitung in DN 50)

Unterschiede im Probengewicht (150 g vs. 250 g und ca. 250 g bis 330 g)

Probenkonsistenz (weich, mittel, trocken)

Wartezeit zwischen Spülungen von 10 Minuten

Menge an Toilettenpapier (insbesondere bei Teststücken mit Gummihaut und Transport durch
Drainwave)

Gefälle der Grundleitung in DN 110 (0,5 % vs. 1 %)
Die folgenden Einflüsse sollten in weiteren Versuchen untersucht werden:

Höhendifferenz (Erdgeschoss vs. Obergeschoss)
232

Dezember 2013
Laufzeit des Kompressors verlängern beim DN 50-System (im DN 50+DN 110-System Verschlechterung des Transports)

Wechselwirkung mehrerer Propelair-Toiletten, insbesondere im DN 50-System ohne Entlüftung

Gefälle der Anschlussleitung
Optimiert werden sollten die folgenden Elemente und Versuchsabläufe:

Feststofftransport mit der Drainwave

Sprünge in DN 50-Grundleitung

Querschnittübergänge

Anpassung der Teststücke an reale Fäzes, insbesondere bezüglich ihrer Oberfläche (großer
Unterschied der Ergebnisse mit den Teststücken aus Sojabohnenpaste und Mehl ohne bzw.
mit Gummihaut)

Validierung der Ergebnisse durch häufigere Versuchsdurchführung
233
II.10
Dezember 2013
Versuchsprotokolle
II.10.1 Vorversuche
Versuchsübersicht
Gefälle
Grundleitung
1%
Versuch
Nr.
1a
1b
1, 3
5, 6
1c
11, 12
2
7, 8
3a
3b
2
13, 14
3c
9
3d
4a
10
15
265 g
240 g
4b
16
240 g
4c
19, 20
4d
Anschlussleitung
Fall- und
Grundleitung
Aufbau
Nr.
DN 50,
DN 110
DN 110
DN 50Schlauch
DN 50Schlauch
EG
0,5 %
DN 50Schlauch
DN 110
DN 50 /
DN 110
Probengewicht
0,5 %
0,5 %
EG
275 g, 270 g
OG
275 g
265 g, 235 g
EG
0,5 %
OG
285 g
250 g, 240 g
475 g (2x6
Würstchen,
2x12 Stk.
Papier)
17
Bemerkung
330 g, 295 g
315 g, 265 g
225 g, 240 g
1%
DN 50Schlauch
Toilette
10 Min. Pause zwischen Spülungen
Übergang lose gesteckt
Übergang PPReduzierung
Übergang lose gesteckt
Fallleitung DN 50
Kompressorlaufzeit der 1. Spülung
von 2 auf 4s gestellt
Kompressorlaufzeit aller Spülungen
von 2 auf 4s gestellt
Doppelte Proben und
Papieranzahl
Versuchsprotokolle
Test 1
330 g soy bean paste,
12 sheets toilet paper,
ground floor,
100 mm pipe,
Slope 1 %
Test 2
12 sheets toilet paper, 1st
floor,
50 mm flexpipe from toilet
to soil stack,
100 mm after soil stack,
Slope 1 %
Test 3
12 sheets toilet paper,
1st Flush Avg. Distance (m)
1st Flush Min. Distance (m)
2nd Flush Avg. Distance (m)
2nd Flush Min. Distance (m)
3rd Flush Avg. Distance (m)
3rd Flush Min. Distance (m)
4th Flush Avg. Distance (m)
4th Flush Min. Distance (m)
234
0
0
0,35
0,2
1,1
0,5
1,6
1,3
2
1,7
2,5
2
0,7
0,15
2,15
1,6
3,1
2,55
4,15
3
4,9
3,45
5,2
3,7
0
0
0,35
Observations
1st Flush some solids did not reach the soil stack.
The minimum distance travelled was therefore
about 1m from the toilet. Lower toilet pan seems to
be leaking over time.
*distance measured from base of soil stack (from
soil stack to toilet is approx 2,6 m)
Observations
Handle broke on the first flush. After 1st flusch
solids noticeably further and more spread out than
with the lower toilet. Still have brown water near
outlet of soil stack.
Observations
1st Flush some solids did not reach the soil stack.
Dezember 2013
ground floor,
100 mm pipe,
Slope 1 %
Test 4
280 g soy bean paste, 12
sheets toilet paper, 1st
floor, 50 mm flexpipe from 4th Flush Avg. Distance (m)
toilet to soil stack, 100 mm 4th Flush Min. Distance (m)
after soil stack, Slope 1 %
Test 5
sheets toilet paper, ground
floor, 100 mm pipe, Slope
0,5 %
Test 6
0,5 %
Test 7
floor, 50 mm flexpipe con4th Flush Avg. Distance (m)
nected to toilet and laid on
top of test stand (approx 20
m), Slope approx 0,5 %
Test 8
sheets toilet paper, ground 2nd Flush Avg. Distance (m)
floor, 50 mm flexpipe con2nd Flush Min. Distance (m)
235
0,1
0,3
0,6
1,65
1
2,15
1,35
2,45
1,75
about 1m from the toilet. Most solids stopped right
after the soil stack.
Observations
Spare hand broke on first flush. Float valve also
defective causing water to overflow in the cistern.
Disconnected water from upper toilet so further
tests could be conducted with the lower toilet.
0
0
0,85
0,55
1,25
0,85
1,65
1,4
2,05
1,7
2,05
1,85
0
0
0,4
0
1,1
0,6
1,7
1,2
2,45
2
2,5
2,25
2,3
0,8
7,5
6,7
15
11,5
15
12
15
12
15
12
2,2
0
5,6
5,2
Observations
1st flush some solids did not reach the soil stack.
about 2 m from the toilet. Most solids stopped right
after the soil stack. 2nd flush some solids did not
even move, damming behind solids more
pronouced with lower slope.
Observations
1st flush some solids did not reach the soil stack.
about 0,5 m from the toilet. Most solids stopped
right before the soil stack. 2nd flush still had some
solids before the soil stack (approx 30 cm before
soil stack)
Observations
Solids travel much further with the flexpipe. By 3rd
flush some solids already started exiting the pipe.
Average distance measurements somewhat
meaningless after 3rd flush since many solids
already exited pipe. After 4th flush, remainng solids in the pipe only move a few cm with subsequent flushes. May be a question of running the
compressor for longer. System cleared with 9L
bucket no problem!
Observations
By 3rd flush some solids already started exiting
the pipe. Average distance measurements somewhat meaningless after 3rd flush since many sol-
Dezember 2013
nected to toilet and laid on 3rd Flush Avg. Distance (m)
top of test stand (approx 20 3rd Flush Min. Distance (m)
m), Slope approx 0,5 %
Test 9
sheets toilet paper, ground 3rd Flush Min. Distance (m)
floor, 50 mm flexpipe from 4th Flush Avg. Distance (m)
toilet to soil stack, 100 mm 4th Flush Min. Distance (m)
after soil stack, Slope 0,5
%
Test 10
floor, 50 mm flexpipe from
toilet to soil stack, 100 mm
%, This time removed the
contracting connector and
just stuck the flexipipe in
the soil stack.
Test 11
0,5 %, Wait 10 minutes
inbetween flushes.
Test 12
0,5 %, Wait 10 minutes
inbetween flushes.
Test 13
236
12
9,2
13
9,3
13
9,5
13
9,5
0,6
0
0,6
0
1
0
1,5
0
1,5
0
2
0
0,6
0,1
2,2
0,7
2,45
2,13
3,15
2,75
4,2
3,65
4,35
2,95
0,35
0
1,3
1,1
2,45
2
2,7
2,6
3
2,7
3
2,7
0,6
0
1,25
0,8
2
1,45
2
1,7
2
1,9
2
2
2,2
0,3
5
1,8
ids already exited pipe. After 4th flush, remainng
solids in the pipe only move a few cm with subsequent flushes. May be a question of running the
compressor for longer. System cleared with 9L
bucket no problem!
Observations
The contracting connection (50 to 100 mm connector) at the soil stack seems toproblem (as
mentioned by garry). Takes quite a bit of momentum out of the sytem. Some solids stuck at outlet
of soil stack and won't move further with subsequent flushes. Very important to not use connectors with contractions and to make sure the the
flexipipe is inserted approx 50 cm after the soil
stack to maximize the benefit of using flexpipe. In
this tests the flexipipe was only insterted in the
inlet of the soilstack since it could not be fished
through to the outlet of the soil stack. This seemed
to impede performance quite substantially.
Observations
Performance moderately better than with the contracting connector. Ideally repeat test with a slightly longer flexipipe that can be fished around the
bend of the soil stack (as mentioned in previous
test observations).
Observations
1st flush still had solids right before the soil stack
inlet. Solids didn't move with the 6th flush.
Observations
1st flush still had solids before the soil stack
(approx. 2 m from toilet). By 4th flush solids forming dam at approx 2m. 4th, 5th, 6th flush solids
unable to move past dam at approx 2m. Water
continues to flow. Overall, 10 minute waiting period does not seem to play a huge role in solids
movement.
Observations
Solids much more spread out after first flush as
opposed to lower toilet. Some pieces up to 7 meters from soil stack after first flush. Minimum dis-
%
Dezember 2013
5,5
4,4
5,5
5
5,7
5,2
6
5,3
floor, 50 mm flexpipe from 2nd Flush Min. Distance (m)
toilet to BASE of soil stack 3rd Flush Avg. Distance (m)
around the bend, 100 mm
thereafter, Slope 0,5 %,
For first flush increase
running time of compressor 5th Flush Avg. Distance (m)
from 2 to 4 seconds, set
back to 2 seconds for sub- 6th Flush Avg. Distance (m)
sequent flushes.
Test 17
floor, 50 mm flexpipe from 3rd Flush Avg. Distance (m)
toilet to BASE of soil stack 3rd Flush Min. Distance (m)
GRAND FINALE put dou5th Flush Avg. Distance (m)
ble load of solids to see
what happens.
Test 18
Left approx 800 g solids in 1st Flush Min. Distance (m)
pipe overnight (avg dis2nd Flush Avg. Distance (m)
tance approx 5 m). Ques2nd Flush Min. Distance (m)
5,5
Test 14
%, left solids from previous
test in pipe.
Test 15
toilet to BASE of soil stack
thereafter, Slope 0,5 %
Observations
2,5
1,8
4,5
5
5,1
5,1
1,7
5,2
5,4
5,4
5,5
Test 16
237
tance after first flush right after the soil stack outlet.
Did not recort average distance for this test since
solids from the previous run were left in the pipe.
Therefore recording average distance not very
practical/meaningful. Wanted to how flushing a
second load of solids into the system would affect
the trasport of solids already in the pipe. Flushing
more solids/paper seems to help carry the existing
solids in the pipe with each flush. However, damming is more pronounced when flushing additional
solids, as expected.
Observations
Did not recort average distance for this test since
solids from the previous run were left in the pipe.
1st flush performance with this arrangement quite
good compared to other tests so far. Keep in mind
this test was conducted using to pieces of flexpipe
connected together with a makeshift/poor connection since didn't have a flexpipe piece long
enough. Anticipate much better performance with
a whole piece of flexipipe and no connections/breaks. For this it is recommended to get a
flexpipe similar to the green one brought by garry
since it is much easier to work with (feeding into
soil stack accomplished by using hot water).
Observations
2
3
4,7
4,8
4,9
Double time first flush didn't help very much since
air assisted flush lost in the 100 mm pipe. Therefore extra compressor running time is only justified
with longer flexipipe configurations. Possible test
would be to install 30 m of flexipipe and see how
long compressor needs to run to move the solids
the whole distance in one flush. Sensitivities on
compressor run time with respect to distance travelled by solids after first flush could be useful.
5
Observations
2
2,8
3,2
3,8
Even with doulbe load of solids transport through
flexipipe unaffected. More solids led to more
damming, however water continues to flow around
the dam at a slow rate. No complete blockages in
the system.
4,2
4,4
Observations
More solids resulted in more damming, however
water is still able to flow and the solids move a few
cm with each subsequent flush. Solids flow very
tion was how many flushes
(without tp or soybean
paste) needed to clear
system, do blockages or
sedimentations form, is the
water always able to flow?
Dezember 2013
floor, 50 mm flexpipe from 3rd Flush Avg. Distance (m)
toilet to BASE of soil stack 3rd Flush Min. Distance (m)
For all flushes increase
running time of compressor 5th Flush Min. Distance (m)
from 2 to 4 seconds.
Test 20
floor, 50 mm flexpipe from 2nd Flush Min. Distance (m)
toilet to BASE of soil stack 3rd Flush Avg. Distance (m)
For all flushes increase
running time of compressor 5th Flush Avg. Distance (m)
from 2 to 4 seconds.Left
solids from previous test in
pipe. Did not recort average distance for this test
since solids from the previous run were left in the
pipe.
Test 21
After 2 x 240 g did repeti3rd Flush Avg. Distance (m)
tive flushing (each time
with 12sheets toiltet paper)
to see how many flushes it
takes to get the solids
through the whole system. 5th Flush Avg. Distance (m)
well after a dam breaks and a larger flow is released. There was a little bit of sedimentation at
around 5.5 m, however after 16 flushes almost all
solids have left the system. The sedimented piece
at approx 5.5 m was easily cleared with 9 L bucket. This indicates that one way the propel air could
be made resistant to sedimentation is to have a
larger volume flush cycle every 24 , 48 or 96
hours.
Observations
Test 19
238
2,6
4,2
3,7
4,3
4
4,6
4,3
4,9
4,5
5
4,6
Extra compressor running only helps the first flush.
Extra compressor only improves transport in the
50 mm i e…once solids in 100 mm subsequent
flushes with extra compressor run time show no
added benefit of extra air.
Observations
0
3,2
3,5
3,6
3,6
One sausage got stuck in the flexipipe at the
makeshift connection between the two flexipipes.
This would not have happened if we had one continuous piece of flexipipe. 2nd flush cleared the
flexipipe, however it would be better to get one
continuous piece for further testing. Overall, performance of this run not as good as previous most
likely due to the leaky connection between the
flexipipes.
3,8
Observations
After about 3-4 flushes damming occurs. Subsequent flushes cause the solids to move a few cm
per flush. When a dam breaks solids move further
distances due to the flow of water that had accumulated behind the dam. Overall it took 20 flushes
for all the solids to exit the system.
Dezember 2013
II.10.2 Vertiefungsversuche I
Versuchsübersicht
Versuch Nr.
Anschlussleitung
Grundleitung
Probengewicht
150 g
V0.1
DN 50-Schlauch,
mit Entlüftung
DN 110,
Gefälle 0,5 %
250 g
150 g
V0.2
DN 50-Schlauch,
ohne Entlüftung
DN 50-Schlauch,
Gefälle ca. 0,5 %
250 g
Probenkonsistenz
trocken
mittel
weich
trocken
mittel
weich
trocken
mittel
weich
trocken
mittel
weich
Toilette
EG
EG
EG
OG
OG
EG
EG
EG
EG
EG
EG
EG
Versuchsprotokolle
Versuch V0.1.150.trocken
Datum: 02.12.2012
Anschlussleitung: DN 50, Grundleitung: DN 110, i = 0,5 %
Konsistenz: trocken (1500 g Soja + 500 g Mehl)
OG-Toilette
Großgeschäft: 1x 150 g + 2x4 Stk. Papier + 1,5 L, Kleingeschäft: 5x 4Stk. Papier + 1,5 L
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Testkörper (Fäzes)
Durchmesser
Länge:
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl
Zwischenergebnisse
Zustand Probenstück:
Anzahl Toilettenpapier
Entfernung 1. Teil (ave)
Entfernung 2. Teil (min)
150
g
30
mm
90 / 80 mm
2
4+4
Stück
4
0
0
m
m
Papier noch in Schüssel
Probe nicht transportiert
Notiz: ohne Wasser kein Transport der Proben, Papier bleibt in der Schüssel. Beim Öffnen des Wasseranschlusses löst sich die Kunststoffbrücke im Spülkasten, sodass viel Wasser aus dem Spülkasten herausspritzt. Dadurch wird die Elektronik beschädigt, sodass die Toilette nicht mehr verwendbar ist. Die defekte
Elektronik bewirkt bei Einbau in der EG-Toilette, dass dort der Kompressor durchgehend läuft. Es wird
daher vermutet, dass die Elektronik einen Defekt hat, und dadurch der Kompressor der OG-Toilette beschädigt wurde. Beim Umbau der Elektronik von der OG- in die EG-Toilette wurde festgestellt, dass die
Platine größer als die zum Schutz vorgesehene Plastik-Gussabdeckung. Zudem kann Wasser ungehindert
in die Abdeckung hineinlaufen.
239
Dezember 2013
Anschließend, nach Rückbau der Elektronik (EG-Elektronik in EG-Toilette) lief kein Wasser in den Spülkasten. Durch Hineinfassen in den Spülkasten wurde der Mechanismus zum Feststellen des Wasserstandes
ausgelöst und Wasser lief in den Spülkasten. Anschließend traten keine weiteren Probleme mit dem Spülkasten (EG) auf.
Wiederholung Versuch V0.1.150.trocken
Datum: 07.12.2012
EG-Toilette
Großgeschäft: 1x 150 g + 2x4 Stk. Papier + 1,5 L, Kleingeschäft: 5x 4 Stk. Papier + 1,5 L
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl
Zwischenergebnisse
Entfernung 1. Teil (max)
1. Kleingeschäft
2. Kleingeschäft
3. Kleingeschäft
4. Kleingeschäft
5. Kleingeschäft
150
30
85 / 85
g
mm
mm
2
4+4
Stück
gar nicht zersetzt
Schüssel sauber
4
0,6
0
Wartezeit: 0
4
0,7
0,7
Wartezeit: 0
4
0,9
0,9
Wartezeit: 0
4
1,3
1,3
Wartezeit: 0
4
1,3
1,3
Wartezeit: 0
4
1,35
1,35
Notiz: unzersetzt, kein weiterer Transport mehr
240
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
ca. 50%
ca. 50%
Schüssel dreckig
alles zusammen,
dadurch insgesamt
15 cm lang
Dezember 2013
Versuch V0.1.150.mittel
Datum: 07.12.2012
Konsistenz: mittel (1500 g Soja + 250 g Mehl)
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl
Zwischenergebnisse
1. Kleingeschäft
2. Kleingeschäft
3. Kleingeschäft
4. Kleingeschäft
5. Kleingeschäft
150
30
90 / 90
g
mm
mm
2
4+4
Stück
kaum zersetzt
4
0,25
0,25
Wartezeit: 0
4
2,05
0,85
0,85
Wartezeit: 0
4
2,5
1,85
1,85
Wartezeit: 0
4
3,2
2,75
2,75
Wartezeit: 0
4
3,9
3,9
3,9
Wartezeit: 0
4
4,4
4,4
4,4
Notiz: -
241
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
ca. 40%
ca. 60%
ca. 100%
Dezember 2013
Versuch V0.1.150.weich
Datum: 07.12.2012
Konsistenz: weich (1500 g Soja + 125 g Mehl)
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl
Zwischenergebnisse
1. Kleingeschäft
2. Kleingeschäft
3. Kleingeschäft
4. Kleingeschäft
5. Kleingeschäft
150
30
90 / 60
g
mm
mm
2
4+4
Stück
4
0,7
0,2
0
Wartezeit: 0
4
0,7
0,2
0,2
Wartezeit: 0
4
3,2
1,7
1,4
Wartezeit: 0
4
4,8
2
2
Wartezeit: 0
4
5,1
2,4
2,4
Wartezeit: 0
4
6,3
3,3
2,5
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
teilweise zersetzt
Schüssel dreckig
ca. 20%
ca. 60%
ca. 20% (im Anschlussschlauch)
Schüssel dreckig
Probe in 2 Stücken, Rest zersetzt
ca. 20%
ca. 80%
incl. Großteil Papier
ca. 10%
ca. 90%
ca. 10%
ca. 90%
Papier vollständig zersetzt (Flocken)
ca. 10%
Notiz: beim Messen muss auf 0 m-Markierung des Maßbandes geachtet werden! (sonst +8cm) Dadurch
wurden die bisherigen Messungen möglicherweise fehlerhaft durchgeführt.
242
Dezember 2013
Datum: 30.10.2012
Konsistenz: trocken (1500 g Soja, 500 g Mehl)
OG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
250
30
120, 150
g
mm
mm
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl 1. Mal
Anzahl 2. Mal
2
4
4
Stück
Stück
unzersetzt
Teil zersetzt
0/2
0,5 / 4,7
m
m
75 min
min
4
0,5/
0,5/
Stück
m
m
Zwischenergebnisse
Zustand des Probenstückes:
Probenstück/Toilettenpapier:
1. Teil Entfernung
2. Teil Entfernung
1. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
2. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
min
4
0,6/
0,6/
Stück
m
m
Notiz: Nach 2. Kleingeschäft bleiben beide Fäzes bei ca 0,6 m liegen. Weitere 2 Spülungen haben zu keinem weiteren Transport der Fäzes geführt. Mit 9 L Wasser-Spülung 2 m Bewegung eines Würstchens; mit
10 Stk. Toilettenpapier, Spülen und 9 L: 1 Würstchen ca. 8 m Transport und zersetzt; 2tes Würstchen
kaum bewegt. Es war sehr schwer, die künstlichen Fäzes raus zu bekommen.
243
Dezember 2013
Datum: 30.10.2012
Konsistenz: mittel (1500 g Soja 250 g Mehl)
OG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl 1. Mal
Anzahl 2. Mal
Zwischenergebnisse
1. Teil Entfernung
2. Teil Entfernung
1. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
2. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
3. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
4. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
250
30
140/140
g
mm
mm
2
4
4
Stück
Stück
etwas zersetzt
0,5 / 0,5
0,5
m
m
0
min
4
2
Stück
m
m
0
min
4
2
Stück
m
m
0
min
0
2
2,3
Stück
m
m
0
min
0
2,2
3
Stück
m
m
Schüssel nicht sauber, trotz mehr
Druck als untere Toilette
Toilettenpapier bei 9-10 m
etwas aufgehoben und bleibt liegen
ca ein Drittel weiter transportiert
Notiz: ohne Papier funktioniert nichts mehr nach 3 m. Dann 9 Liter Spülung: 6-8m; dann 9 Liter: 10-12 m
(alte Würste mit Toilettenpapier noch da). Weitere 9 Liter keine Bewegung.
244
Dezember 2013
Datum: 07.12.2012
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl
Zwischenergebnisse
1. Kleingeschäft
2. Kleingeschäft
3. Kleingeschäft
4. Kleingeschäft
5. Kleingeschäft
250
30
80, 80, 80
g
mm
mm
2
4+4
Stück
4
1,5
1,5
0
Wartezeit: 0
4
2,1
1,8
1
Wartezeit: 0
4
2,3
1,8
1,6
Wartezeit: 0
4
3,1
3,1
2,1
Wartezeit: 0
4
4
4
3,8
Wartezeit: 0
4
5,2
4,3
4,2
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
min
Stück
m
m
m
3 Teilstücke
teilweise zersetzt
Schüssel dreckig
teilw. 0 m / in Toilette,
nichts im Anschlussrohr
Schüssel dreckig
Schüssel dreckig
teilweise zersetzt
Schüssel fast sauber
Notiz: beim Messen muss auf 0 m-Markierung des Maßbandes geachtet werden! (sonst +8cm) Dadurch
wurden die bisherigen Messungen möglicherweise fehlerhaft durchgeführt.
245
Dezember 2013
Datum: 30.10.2012
Anschluss- und Grundleitung: DN 50-Schlauch, i = 0,5 %
Konsistenz: trocken (1500 g Soja, 500 g Mehl)
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
155
30
90; 90
g
mm
mm
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl 1. Mal
Anzahl 2. Mal
2
4
4
Stück
Stück
1,1/
3,3/
m
m
0
min
5,2/
5,8/
Stück
m
m
0
min
10,6/
10,6/
Stück
m
m
Zwischenergebnisse
1. Teil Entfernung
2. Teil Entfernung
1. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
2. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
3. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
4. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
der überwiegende Teil bei V1
min
12,45/
12,45/
Stück
m
m
min
12,75/
12,75//
Stück
m
m
Notiz: Nach 2 Whlg. mit Toilettenpapier bleiben beide Würstchen be ca 12 m liegen. Danach passiert mit /
ohne Toilettenpapier nichts mehr. Auch mit 9 l Wasser haben sich die künstl. Faezes nur 10 cm bewegt.
Auch mit 10 Stück Toilettenpapier und 9 l Wasser kein Transport, aber Rohr hat sich in Lunke voll gefüllt,
so dass mit nächster Spülung alles aus dem Rohr geschossen wurde.
246
Dezember 2013
Datum: 30.10.2012
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
160
30
100/60
g
mm
mm
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl 1. Mal
Anzahl 2. Mal
2
4
4
Stück
Stück
Zwischenergebnisse
1. Teil Entfernung
2. Teil Entfernung
1. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
Entfernung 3. Teil
2. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teul
3. Kleingeschäft ohne Papier
-1
2,1/
m
m
0
min
4
6,5/
7,4/
Stück
m
m
min
4
15 /
1 Wurst raus/
Rest raus
Notiz: -
247
Stück
m
m
m
Schüssel nicht sauber, auch
nicht nach mehreren Spülungen
Dezember 2013
Datum: 02.12.2012
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl
Zwischenergebnisse
1. Kleingeschäft
2. Kleingeschäft
3. Kleingeschäft
4. Kleingeschäft
5. Kleingeschäft
150
30
100 / 110
g
mm
mm
2
4+4
Stück
unzersetzt
4
0,9
0
Wartezeit: 0
4
2
1,6
Wartezeit: 0
4
5,5
4,8
m
m
min
Stück
m
m
min
Stück
m
m
Wartezeit: 0
4
14,6
11,2
Wartezeit: 0
4
15,3
15,3
Wartezeit: 0
4
15,6
15,6
min
Stück
m
m
min
Stück
m
m
min
Stück
m
m
zersetzt in mehrere
Teile
teilweise rausgespült
rausgespült
Notiz: Beeinflussung der Erreichten Distanz durch Wellen / Lunken
248
Dezember 2013
Datum: 30.10.2012
Anschluss- und Grundleitung: DN 50-Schlauch, i=0,5 %
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
265
30
120; 160
g
mm
mm
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl 1. Mal
Anzahl 2. Mal
2
4
4
Stück
Stück
Zwischenergebnisse
1. Teil Entfernung
2. Teil Entfernung
unzersetzt
Teil zersetzt
2,7 / 2,7
4,5 / 4,5
m
m
35
min
4
4,5/
8/
Stück
m
m
0
min
4
6,5/
6,5/
Stück
m
m
0
min
0
12/
12/
Stück
m
m
0
min
0
12/
12/
Stück
m
m
1. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
2. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
3. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
4. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
Notiz: -
249
der überwiegende Teil bei V1
Dezember 2013
Datum: 30.10.2012
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
260
30
120/180
g
mm
mm
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl 1. Mal
Anzahl 2. Mal
2
4
4
Stück
Stück
1 Wurst im Klo geknickt
1
m
m
0
min
4
2,7/
4,4/
6,2/6,2
Stück
m
m
Zwischenergebnisse
1. Teil Entfernung
2. Teil Entfernung
1. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
Entfernung 3. Teil
2. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teul
3. Kleingeschäft ohne Papier
Schüssel nicht sauber, auch
nicht nach mehreren Spülungen
min
4
5,6/
13/
13
Stück
m
m
m
Notiz: beim 3. Kleingeschäft hat sich bei ca 13 m eine Lunke gebildet, in der es Vollfüllung gab, beim 4.
Kleingeschäft ohne Toilettenpapier sind alle Feststoffe mit Wasser "rausgeschossen". Die Toilette scheint
Luft zu verlieren, trotz draufsitzen; Wasservorlagen helfen beim Transport-> Wellenprofil oder Sprünge
250
Dezember 2013
Datum: 30.10.2012
EG-Toilette
Bemerkung
Großgeschäft
V1
Probenstück:
Durchmesser
Länge:
225
30
130, 130
g
mm
mm
Toilettenpapier:
Lagen
Anzahl 1. Mal
Anzahl 2. Mal
2
4
4
Stück
Stück
Zwischenergebnisse
1. Teil Entfernung
2. Teil Entfernung
1. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teil
Entfernung 3. Teil
2. Kleingeschäft
Wartezeit
keine Wasserzugabe
Entfernung 1. Teil
Entfernung 2. Teul
kaum zersetzt
3,7 / 0,8
4,5 / 4
m
m
0
min
4
5,2/
6/
7,3/
Stück
m
m
bis zu einer Welle/ Lunke, die sich
gebildet hat
bei 6 m lag der Hauptanteil
min
4
13,6/
13,6
Stück
m
m
Notiz: Nach 2. Kleingeschäft bleiben alles bei ca 13,6 m liegen. Bei der nächsten Spülung ohne Papier ist
alles rausgeschossen. Die Toilettenschüssel ist etwas dreckig geblieben; die untere Toilette schließt nicht
100 %, sodass Druck verloren geht.
251
Dezember 2013
II.10.3 Vertiefungsversuche II
Versuchsübersicht
Versuch Nr.
V1.4b
V1.6
V1.7
Anschlussleitung
DN 75
DN 75
DN 50
Grundleitung
DN 110,
mit Entlüftung,
Gefälle 0,5 %
Toilette
Propelair (1,5 L)
6 L-WC
Propelair (1,5 L)
Versuchsprotokolle
Versuch V1.4b
Datum: 14.01.2013
Anschlussleitung: DN 75, i = 0,5-1 %, Fall-/Grundleitung: DN 110, i = 0,5 %
EG-Toilette
Bemerkung
Durchlauf 1
Probenstück:
Testkörper
Durchmesser
Länge
wo Stopfen?
wo Siphons?
150
30
90 / 90
rechts
links
g
mm
mm
ohne GW
Durchlauf 2
150
30
90 / 90
rechts
links
Bemerkung
ohne GW
1. Toilettenspülung mit Probe
Distanz
0,2
2. Toilettenspülung ohne Probe
m
nach Toilette (nT),
alles zusammen
0,5
nach Toilette (nT),
alles zusammen
Distanz
3. Toilettenspülung
Distanz
Distanz
Distanz
Distanz
m
nT (in Muffe),
2 Probenstücke
1,4 / 1,1
nach Fallrohr (nF)
m
nach Fallrohr (nF)
2,2 / 1,2
nF
m
nF
2,7 / 1,4
nF
m
nF
3,2 / 1,6
nF
m
nF
4,0 / 1,8
nF
1,3 / 0,1
ohne Probe
1,0 / 0,2
ohne Probe
1,85 / 1,0
ohne Probe
2,1 / 1,0
ohne Probe
2,6 / 1,2
Notizen:
- Batterie entlädt sich, wenn Netzteil über längere Zeit nicht an Strom angeschlossen ist --> dadurch keine
Spülung möglich (Kompressor arbeitet dann nicht richtig)
- bei Durchlauf 2 wurde der Deckel mit mehr Druck verschlossen gehalten, dadurch deutlich besserer Feststofftransport
- ab ca. 13 m nicht 0,5 % sondern 1,5 % Gefälle
- da Transport bei 1. Spülung < 1,3 m ist die Benutzung des linken Siphons weiterhin nicht sinnvoll. Daher
keine Durchführung der Versuche V1.4c, d, e.
- Mischungsverhältnis Sojabohnenpaste : Mehl wie bisher als mittlere Konsistenz, aber in verwendeter
Sojabohnenpaste hatte sich bereits etwas Flüssigkeit abgesetzt. Die Konsistenz der Proben war weicher
(+klebriger) als die bisherige
252
Dezember 2013
Versuch V1.6
Datum: 09.01.2013
Anschlussleitung: DN 75, i = 0,5 - 1 %, Fall-/Grundleitung: DN 110, i = 0,5 %
6 L-WC, EG-Toilette
Bemerkung
Durchlauf 1
Probenstück:
Testkörper
Durchmesser
Länge
wo Stopfen?
wo Siphons?
150
30
90 / 90
rechts + links
ohne
mit Probe
Distanz
4,3
Distanz
Distanz
Distanz
Distanz
ohne Probe
6,7
ohne Probe
6,9
ohne Probe
11,8
ohne Probe
> 18
g
mm
mm
ohne GW
Bemerkung
Durchlauf 2
150
30 / Haufen
90 / Haufen
rechts + links
ohne
g
mm
mm
ohne GW
mit Probe
m
Teststücke alles
an 1 Stelle
m
m
m
m
rausgespült
5,1
ohne Probe
6,8
ohne Probe
> 18
ohne Probe
/
/
ohne Probe
/
/
m
m
m
rausgespült
m
m
Notizen:
- Rohr nach Toilette etwas dreckig
- reales Spülvolumen Toilette: 1,8 L statt 1,5 L
- Papier teilweise deutlich weiter, zB bei 5. Spülung im Durchgang 1: >10 m
- da Transport bei 1. Spülung <1,3m ist die Benutzung des linken Siphons weiterhin nicht sinnvoll. Daher
keine Durchführung der Versuche V1.4c, d, e.
- ab ca. 13m nicht 0,5 % sondern 1,5 % Gefälle
253
Dezember 2013
Versuch V1.7
Datum: 14.01.2013
Anschlussleitung: DN 50, i = 0,5 - 1 %, Fall-/Grundleitung: DN 110, i = 0,5 %
EG-Toilette
Bemerkung
Durchlauf 1
Probenstück:
Testkörper
Durchmesser
Länge
150
30
90 / 90
wo Stopfen?
wo Siphons?
rechts + links
ohne
mit Probe
Distanz
0,3
ohne Probe
Distanz max / mittl / min
1,9 / 1,6
ohne Probe
4,5 / 2,6
ohne Probe
6,3 / 3,8
ohne Probe
10,9 / 5,0
ohne Probe
11,3 / 5,6
g
mm
mm
Durchlauf 2
Bemerkung
150
30
90 / 90
ohne GW
rechts + links
ohne
ohne GW
m
nach Fallrohr (nF)
0,9 / 0,3
nF, 2 Probenstücke 50% / 50%
m
nF, 2 Probenstücke 50% / 50%
1,2 / 1,0
nF
m
nF
1,9 / 1,0
nF
m
nF
2,4 / 1,05
nF
m
nF
2,8 / 1,1
nF
m
nF
3,95 / 1,1
nF
Notizen:
- Transport möglicherweise abhängig von Probengröße + Form --> Bruch direkt nach Toilette führt ggf zu
besserem Transport
- Probe ohne genug Papier klebt in Anschlussleitung fest, dann kaum noch weiterer Transport, siehe
Durchlauf 2 bei ca. 1m
254
Dezember 2013
II.10.4 Versuche mit DN 50-Leitungen
Versuchsübersicht
Versuch Nr.
V3.1a
V3.1b
V3.2a
V3.2b
V3.3a
V3.3b
V3.4a
V3.4b
System mit / ohne
Entlüftung
Mit Entlüftung
Mit Entlüftung
Ohne Entlüftung
Ohne Entlüftung
Ohne Entlüftung
Ohne Entlüftung
Ohne Entlüftung
Ohne Entlüftung
Grundleitung
mit / ohne Sprung
Ohne Sprung
Ohne Sprung
Ohne Sprung
Ohne Sprung
Mit Sägezahn-Sprung
Mit Sägezahn-Sprung
Mit Taschen-Sprung
Mit Taschen-Sprung
Teststücke mit /
ohne Gummihaut
Ohne Gummihaut
Mit Gummihaut
Ohne Gummihaut
Mit Gummihaut
Ohne Gummihaut
Mit Gummihaut
Ohne Gummihaut
Mit Gummihaut
Versuchsprotokolle
Versuch V3.1a
Datum: 21.01.2013
Anschlussleitung: DN 50, i = 1 %, Fall-/Grundleitung: DN 50, i = 1 %
EG-Toilette
Ohne Sprünge, mit Entlüftungsrohr
Bemerkung
Durchlauf 1
Probenstück:
Probengesamtgewicht
Durchmesser
Länge
Probe mit/ohne Gummihaut?
150
30
90 / 90
ohne
mit Probe
Distanz (1. Probe / 2. Probe)
4,6
ohne Probe
5,4
ohne Probe
9,1 / 9,7
ohne Probe
g
mm
mm
Bemerkung
Durchlauf 2
150
30
90 / 90
ohne
g
mm
mm
0
m
nT
4,6
m
nF
m
Vollfüllung hinter
Teststück, Probe
bereits Füllungsgrad
> 0,5
6,5 / 6,8
m
durch Wasserdruck
wäre ggf noch weiterer Transport möglich
gewesen
9,7 / 9,9
m
m
nF, Wasser spritzt
aus Entlüftungsrohr
m
13,1
ohne Probe
m
> 18
ohne Probe
-
m
13,6
m
m
> 18
m
Notiz:
- ggf. ohne Entlüftungsrohr besserer Transport, da dort der Luftdruck verloren geht
- teilweise spritzt Wasser aus Entlüftungsrohr heraus
255
alles zusammen
Dezember 2013
- Abstand Toilette - Fallrohr: 2,77 m
- Transport hauptsächlich durch Wasserdruck, besonders ab 2. Spülung, da Luftdruck beim Entlüftungsrohr verloren geht
- min. zeitlicher Abstand zwischen Spülungen: ca. 75 Sekunden
- Mischungsverhältnis Soja 475 g, Mehl 80 g
Versuch V3.1b
Datum: 21.01.2013
EG-Toilette
Ohne Sprünge, mit Entlüftungsrohr
Bemerkung
Durchlauf 1
Probenstück:
Probengesamtgewicht
Durchmesser
Länge
150
37
68 / 68
mit
mit Probe
6,8 / 7,4
ohne Probe
11,5 / 11,8
ohne Probe
> 18
Bemerkung
Durchlauf 2
g
mm
mm
150
37
68 / 68
mit
g
mm
mm
m
5,4 / 7,1
m
m
> 18
m
m
m
Notizen: Teststücke mit Gummihaut: Papier schneller an Probe vorbei; deutlich besserer Transport mit
Gummihaut (möglicherweise zu gut)
256
Dezember 2013
Versuch V3.2a
Datum: 21.01.2013
EG-Toilette
Ohne Sprünge, ohne Entlüftungsrohr
Bemerkung
Durchlauf 1
Probenstück:
Probengesamtgewicht
Durchmesser
Länge
150
30
90 / 90
ohne
mit Probe
0,15 / 2,2
ohne Probe
7,5
ohne Probe
12,8
ohne Probe
> 18
g
mm
mm
m
mittl. / max, 1
Stückchen auch
zwischen Toilette
und Fallrohr
m
m
m
Vollfüllung hinter
Probe
150
30
90 / 90
ohne
g
mm
mm
4,6 / 5,6
m
5,9
m
12,4 / 13,8 / 15,5
m
> 18
m
Notiz: Mischungsverhältnis Soja 475 g, Mehl 80 g ergab etwa mittlere Konsistenz
257
Bemerkung
Durchlauf 2
bei 13,8 m
nur 1 kleines Stückchen
Dezember 2013
Versuch V3.2b
Datum: 21.01.2013
EG-Toilette
Ohne Sprünge, ohne Entlüftungsrohr
Bemerkung Durchlauf 2
Durchlauf 1
Probenstück:
Probengesamtgewicht
Durchmesser
Länge
Probe mit/ohne
Gummihaut?
Distanz (1. Probe / 2.
Probe)
Distanz (1. Probe / 2.
Probe)
150
37
68 / 68
g
mm
mm
mit
150
37
68 / 68
Bemerkung
g
mm
mm
mit
mit Probe
16,1 / 16,9
ohne Probe
> 18
m
m
7,8 / 8
> 18
m
Muffe, Wasser "schaukelt"
hin und her durch Widerstand der Proben -->
Transport wird gebremst
m
Probe schießt raus ohne
Wasser durch Luft, Wasser kommt erst später an
Notiz: Luftdruck verbessert den Transport deutlich, bei 2. Spülung sofortiger Weitertransport, da Luftdruck
sofort da (Wasser kommt erst später an)
258
Dezember 2013
Versuch V3.3a
Datum: 21.01.2013
EG-Toilette
Mit 1 Sprung bei 2,9 m (Höhendifferenz 7 cm), ohne Entlüftungsrohr
Bemerkung
Durchlauf 1
Probenstück:
Probengesamtgewicht
Durchmesser
Länge
Distanz (1. Probe /
2. Probe)
150
30
90 / 90
ohne
150
30
90 / 90
ohne
g
mm
mm
0,5
m
nT
mit Probe
1,7
m
nF
m
Papierreste noch in
4,9 // 10,4 / 10,6
Toilettenschüssel
m
1. Probe // 2.
Probe (zerbrochen)
m
7,2 // 10,5 / 11,2
m
1. Probe // 2.
Probe (zerbrochen)
ohne Probe
Distanz (1. Probe /
2. Probe)
6,8
ohne Probe
Distanz (1. Probe /
2. Probe)
8,6
ohne Probe
Distanz (1. Probe /
2. Probe)
15,3
Distanz (1. Probe /
2. Probe)
g
mm
mm
Bemerkung
Durchlauf 2
durch Wasserdruck
wäre ggf. noch
11,7 / > 18
weiterer Transport
möglich gewesen
m
m
ohne Probe
> 18
m
> 18
m
Notiz: 0,35 m Höhendifferenz Fallrohr; Mischungsverhältnis Soja 475 g, Mehl 80 g, sodass mittlere Konsistenz
259
Dezember 2013
Versuch V3.3b
Datum: 21.01.2013
EG-Toilette
Mit 1 Sprung bei 2,9 m (Höhendifferenz 7 cm), ohne Entlüftungsrohr
Bemerkung
Durchlauf 1
Probenstück:
Probengesamtgewicht
Durchmesser
Länge
150
37
68 / 68
mit
mit Probe
6,6 / 8,4
ohne Probe
10,7 / 14,7
ohne Probe
12,9 / 14,7
ohne Probe
> 18
Notiz: -
260
Bemerkung
Durchlauf 2
g
mm
mm
150
37
68 / 68
mit
g
mm
mm
m
2,8 / 5,6
m
m
15,4 / 15,7
m
m
> 18
m
m
m
Dezember 2013
Versuch V3.4a
Datum: 30.01.2013
EG-Toilette
Mit 1 Sprung bei 2,9 m (Höhendifferenz 9 / 20 cm), ohne Entlüftungsrohr
Durchlauf 1
Probenstück:
Probengesamtgewicht
Durchmesser
Länge
Gummihaut um Probe?
Bemerkung
Durchlauf 2
150
g
30
mm
85 / 85 mm
150
30
85 / 85
ohne
ohne
mit Probe
0 / 2,9
Distanz (1. / 2. Probe)
m
ohne Probe
5,5
m
ohne Probe
12,5
m
ohne Probe
17,5
m
ohne Probe
> 18
m
ohne Probe
m
nF, 0 nF: Probe direkt
vor Fallrohr = 2,8 m nT;
an Muffe/Bogen steckengeblieben, da zu
dick/stabil
bei Spülung beide Proben weitertranspor-tiert,
auch 2. Probe durch
Sprung, obwohl vorher
nicht in Sprung; Papier
liegt kurz hinter Toilette
(ca 0,3m nT)
keine Vollfüllung mehr
bei Probe, möglicherweise da das nachkommende Wasser im
Sprung rückgestaut wird
in Grundleitung vor
Sprung
ganz kurz Rückstau an
Probe und Vollfüllung;
Wasserdruck transportiert dadurch Probe ca
0,7 m weiter nach Luftdrucktransport
alles raus
g
mm
mm
m
0 nT: in Toilettengeruchsverschluss
3,2
/ 3,3
m
nF, beide durch
Sprung, obwohl
vorher nicht in
Sprung
7,9
m
in Muffe
0 nT /
1,3 nF
11,1
m
17,6
m
> 18
m
Notiz: Mischung ca. 150 g Mehl + 950 g Soja, gefühlt mittlere (bis trockene) Konsistenz
261
Bemerkung
alles zusammen,
dadurch Vollfüllung für ca 0,3 m;
trotz diesem Wasser-druck kein
weiterer Transport
1,6 m Vollfüllung
hinter Probe, trotzdem kein weiterer
Transport durch
diesen Wasserdruck
alles raus, neues
Papier dieser
Splg. nur ca 2m
nF weit transportiert
Dezember 2013
Versuch V3.4b
Datum: 30.01.2013
EG-Toilette
Mit 1 Sprung bei 2,9 m (Höhendifferenz 9 / 20 cm), ohne Entlüftungsrohr
Durchlauf 1
Probenstück:
Probengesamtgewicht
Durchmesser
Länge
Gummihaut um Probe?
150
38
68 / 68
Bemerkung
g
mm
mm
150
38
68 / 68
mit
ohne Probe
Distanz (1. / 2. Probe) 12,7
/ 13,5
g
mm
mm
m
m
nF; 2,9 m: in
Sprung; 2. Probe
nach Sprung langsamer (Energieverlust)
Transport fast unmittelbar nach Auslösen der Spülung
durch Luftdruck,
hohes Tempo
2,9
m
15,8
m
ohne Probe
> 18
Bemerkung
mit
mit Probe
2,9 / 4,0
Durchlauf 2
m
Wasser kommt mit
hohem Tempo aus
Toilette, durch
Sprung Tempo
deutlich verringert
> 18
m
beide in Sprung
beide raus, aber
2. Probe nur
durch nachkommenden Wasserdruck raus (durch
Luftdruck: 17,9
m); Papier bleibt
teilweise in Flocken im Rohr
verteilt; neues
Papier in Schüssel geblieben -->
mit nächster
Spülung weg
Notiz: Mischung ca. 150 g Mehl + 950 g Soja, gefühlt mittlere (bis trockene) Konsistenz
262
Dezember 2013
II.10.5 Versuche mit Drainwave
Versuchsübersicht
Versuch Nr.
V2.1a
V2.1b
V2.2
V2.3a
V2.3b
Anzahl Groß- und Kleingeschäfte
(+ 9,5 L Wasser)
1 Großgeschäft (ohne Kleingeschäfte)
Gefälle der Grundleitung
0,5 %
0,5 %
0,5 %
1%
1%
Teststücke mit /
ohne Gummihaut
ohne Gummihaut
mit Gummihaut
ohne Gummihaut
ohne Gummihaut
mit Gummihaut
Versuchsprotokolle
Versuch V2.1a
Datum: 14.01.2013
Grundleitung: DN 50, i = 0,5 %
1. Spülung: 1 Großgeschäft: 150 g + 2x4 Stk. Papier plus 5 Kleingeschäfte: je 4 Stk. Papier plus mit 9,5 L
Wasser
2. Spülung: 9,5 L Wasser
Teststücke ohne Gummihaut
Durchgang 1
Spülvolumen
Probe: 150 g, d=30 mm, L=2x90 mm
Distanz
Bemerkung
1. Spülung (inkl. Probe+Papier)
9,5 L
0 / 3,9 m
Probe zu 50% in Drainwave kleben
geblieben
2. Spülung (nur Wasser)
9,5 L
9,5 L
10 m
> 17 m
Probe rausgespült
Durchgang 2
Spülvolumen
1. Spülung (inkl. Probe+Papier) 9,5 L
Distanz
Bemerkung
0m
7L
1,5 m
Probe klebt auf Wippe der Drainwave
Auslösung der Drainwave schon bei 7
L (vermutlich wegen Probengewicht),
daher kein weiteres Wasser zugegeben
9,5 L
4,3 m
Notizen:
- etwas Wasser bleibt immer in Drainwave, dadurch Auslösungsvolumen größer als erstes Füllvolumen
- deutlich schlechterer Feststofftransport mit Drainwave als vom Hersteller angegeben
- keine Verstopfung in Drainwave, aber Ablagerung der Proben in der Drainwave auf der Wippe und unterhalb der Wippe
- keine sichtbare Veränderung der Proben durch Drainwave-Spülung (kein Zerbrechen o. ä.)
263
Dezember 2013
- mit Probe teilweise weniger als 9,35 L Wasser zum Füllen der Drainwave benötigt, da die Proben schwerer sind als Wasser
- Füllvolumen Drainwave (nur Wasser, befüllen bis Auslösung erfolgt - ca. 9-10 L): trocken: 9,9 L,
nass: 9,35 L
- Spülvolumen Propelair real: 1,8 L
Versuch V2.1b
Datum: 14.01.2013
Wasser
Teststücke mit Gummihaut, Probe: 2 x 75 g, je d = 37 mm, L = 68 mm
Spülung
1. Spülung (inkl. Probe + Papier)
Distanz
Durchgang 1 Bemerkung
4,1 / 8
Muffe bei 4,1 m
> 17
beide raus
Distanz
Durchgang 2
8,15 / 8,5
> 17
Distanz
Durchgang 3
6,2 / 8,4
> 17
Einheit
m
m
Notizen: deutlich besserer Transport mit neuen Teststücken
Versuch V2.2
Datum: 14.01.2013,
1. Spülung: 1 Großgeschäft: 150 g + 2x4 Stk. Papier (ohne Kleingeschäfte) plus mit 9,5 L Wasser
Teststücke ohne Gummihaut
Durchgang 1
Spülvolumen
9,5 L
9,5 L
Distanz
Bemerkung
0m
6,9 m
8,5 m
Probe in Drainwave kleben geblieben
Durchgang 2
Spülvolumen Distanz Bemerkung
Probe keine gepresste Wurst, sondern restliches Probenmaterial als Haufen; 150 g
1,8 m
gestoppt durch alte Teststücke in
9,5 L
11 m
Leitung
9,5 L
-
Notizen: siehe V2.1a
264
Dezember 2013
Versuch V2.3a
Datum: 14.01.2013
Grundleitung: DN 50, i = 1 %
Wasser
Teststücke ohne Gummihaut, Mischungsverhältnis Soja: 840 g ; Mehl: 170 g (mittlere Konsistenz)
Spülung
1. Spülung (inkl.
Probe+Papier)
2. Spülung (nur
Wasser)
3. Spülung (nur
Wasser)
Distanz
Durchgang 1 Bemerkung
1,25 / 1,55
immerhin aus
Drainwave raus
4,7 / 6,6
7,2 / 9,1
bei 9,1 m: Muffe
Distanz
Durchgang 2 Einheit
2,7
m
9,1
m
> 17
m
Bemerkung
beide Teststücke zusammen +
nebeneinander --> besserer
Transport
gestoppt durch alte Probenreste + Muffe
alles raus (außer alte Probenreste)
Notizen:
- Mischungsverhältnis: etwas mehr Mehl, sodass mittlere Konsistenz erreicht wird (sonst zu klebrig)
- beim Spülen nach 1. Durchgang festgestellt, dass noch Probenreste (ca. halbe Wurst) in Drainwave war
Versuch V2.3b
Datum: 14.01.2013
Grundleitung: DN 50, i = 1 %
Wasser
Teststücke mit Gummihaut, Probe: 2 x 75 g, je d = 37 mm, L = 68 mm
Spülung
1. Spülung (inkl. Probe + Papier)
Distanz
Durchgang
1
8,55 / 9,1
> 17
Notizen: -
265
Distanz
Durchgang
2
8,3 / 9,1
> 17
Einheit
m
m
Bemerkung
Dezember 2013
Anlage III: Untersuchungen zu Feststofftransportdistanzen mit verschiedenen Toiletten
Untersuchungen zur Transportdistanz von Feststoffen in Rohrleitungen mit einem Durchmesser von 75 mm
bzw. 100 mm wurden von Veritec Consulting Inc (Gauley, 2005) durchgeführt. Der verwendete Aufbau ist
in Abbildung 161 gezeigt. Es wurden neun verschiedene Toilettenspülvarianten untersucht, jeweils mit
einem unterschiedlichen schwerkraftgetriebenen, durch Druck unterstützten Spülmechanismus.
Abbildung 161: Aufbau des Teststandes zur Untersuchung des Feststofftransportes
mit minimaler (a) und maximaler (b) Fallrohrlänge am Toilettenanschluss (Gauley, 2005)
Jede der untersuchten Toiletten hatte ein Spülvolumen von 6 Litern, mit Ausnahme eines Modells mit einem Spülvolumen von 4 Litern. Diese wurden an eine 24,4 m lange Rohrleitung angeschlossen. Das Gefälle der Anschlussleitung wurde auf 0 %, 1% und 2 % eingestellt und der Rohrdurchmesser als 75 mm bzw.
100 mm gewählt. Durch zwei verschiedene Fallrohrlängen an den Toiletten (15 cm bzw. 89 cm) wurden
Toiletteninstallationen in verschiedenen Etagen nachgestellt. Die Teststücke wurden aus 200 g gepresster
Sojabohnenpaste hergestellt. Wesentliche Versuchsergebnisse sind in Tabelle 45 aufgezeigt.
266
Dezember 2013
Tabelle 45: Vergleich der Feststofftransportdistanzen von 200 g-Teststücken
bei unterschiedlichen Rohrleitungsgradienten, Rohrdurchmesser 75 mm, minimale Fallhöhe von 150 mm
(Gauley, 2005)
Toilette
Nr.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Spültechnik
6,0 L/Spülung
4,0 L/Spülung
Düse am Toilettenschüsselrand
75 mm-Spülventil
Düse in Toilettensumpf
Schwerkraft
Düse im Geruchsverschluss
Schwallspülung
Vakuum-unterstützt
Kippkübel
Durchschnitt (ohne 4,0 L-Spülung)
Druckunterstützt
Transportdistanz abhängig vom Gefälle (m)
0%
0,5 %
1%
1,5 %
2%
7,5
8,8
13,6
20,1
> 24,0
4,6
5,9
6,8
8,3
12,8
7,3
9,5
11,8
16,3
> 24,0
7,5
7,6
10,6
14,9
> 24,0
6,5
8,2
11,3
14,8
> 24,0
6,2
8,3
11,3
14,0
> 24,0
4,9
6,1
8,8
10,9
19,4
5,2
5,8
6,8
8,1
12,7
7,0
7,9
9,1
15,0
> 24,0
6,5
7,8
10,4
14,3
-
Es wurden noch weitere Versuche mit größerem Rohrdurchmesser und verschiedenen Feststoffmengen
durchgeführt. Erkenntnisse dieser Untersuchungen waren, dass die Transportdistanzen mit stärkerem Gefälle, größerem Spülvolumen, geringerer Feststoffmenge und abnehmendem Rohrdurchmesser von 100
mm auf 75 mm zunehmen (Gauley, 2005).
Ergänzend zu den 6 Liter-Toiletten wurden vom WRc experimentelle Untersuchungen mit Toiletten mit
Spülvolumina von 2 L, 3 L und 4,5 L bei einem Gefälle von 1,25 % unter Verwendung der Testkörper
„Westminster Solids“ nach der europäischen Norm DIN EN 997:2003 durchgeführt. Die Ergebnisse dieser
Tests sind in Abbildung 162 graphisch dargestellt.
Abbildung 162: Feststofftransportdistanzen in Untersuchungen vom WRc (Fisher, 2010)
Die Ergebnisse in diesen Untersuchungen für die 6 L-Spülung sind ähnlich zu den von Veritec Consulting
Inc (Gauley, 2005) gemessenen durchschnittlichen Transportdistanzen. Eine wichtige Erkenntnis ist, dass
das Toilettendesign neben dem Spülvolumen ebenfalls ein zu berücksichtigender Faktor ist (Gauley, 2005).
Die WRc-Untersuchungen bestätigten das erwartete Ergebnis, dass im Allgemeinen die Transportdistanz
267
Dezember 2013
mit steigendem Spülvolumen zunimmt. Dabei ist wichtig zu beachten, dass ab einer gewissen Transportdistanz auch ein größeres Spülvolumen zu keinem weiteren Transport der Feststoffe führt. In diesem Fall
wird ein weiterer Spülgang mit zusätzlichen Feststoffen benötigt, um den Weitertransport zu ermöglichen.
Allerdings muss bei der Auslegung der Toilettenanschlüsse berücksichtigt werden, dass die zusätzlichen
Feststoffe auch zu einer Blockade führen können.
Im Allgemeinen zeigten Untersuchungen mit Teststücken aus Kunststoff (australisches Standardteststück
„Water Wiggler“) dass diese ein durch Auftrieb und geringere Reibung anderes, teilweise deutlich verbessertes Transportverhalten besitzen als Teststücke aus Sojabohnen-Paste (Gauley, 2005).
268
Dezember 2013
Anlage IV: Bestimmung des maximalen Schwarzwasser-Volumenstroms in Drucksystemen
Der maximale Volumenstrom eines Schwarzwassersystems kann auf zwei Weisen bestimmt werden. Die
erste Methode ergibt eine Näherungslösung des Volumenstroms, wobei die maximale Anzahl an gleichzeitig arbeitenden Schneidradpumpen mithilfe von Wahrscheinlichkeiten abgeschätzt wird. Die hierfür benötigten Angaben sind in Tabelle 46 aufgeführt. Die maximale Anzahl an gleichzeitig arbeitenden Schneidradpumpen pro Tag wird mit dem angenommenen Volumenstrom pro Schneidradpumpe von 41,5 Liter pro
Minute multipliziert.
Tabelle 46: Abschätzung der Anzahl gleichzeitig arbeitender Schneidradpumpen (E/ONE, 1998)
Anzahl an
Maximale tägliche Anzahl
angeschlossenen
an gleichzeitig arbeitenden
Schneidradpumpen
Schneidradpumpen
1
1
2-3
2
4-9
3
10-18
4
19-30
5
31-50
6
51-80
7
81-113
8
114-146
9
147-179
10
180-212
11
213-245
12
246-278
13
279-311
14
312-344
15
Der zweite Ansatz folgt der europäischen Norm EN DIN 12056-2, wonach der theoretische maximale Volumenstrom einzelner Haushalte Qh gemäß
berechnet werden kann. Dabei ist K die Abflusskennzahl und DU die Anschlusswerte der angeschlossenen
Sanitäreinrichtungen. Für Wohnhäuser ist K = 0,5 zu wählen und unter der alleinigen Verwendung von 2 LWCs ergibt sich als Summe der Anschlusswerte Σ DU = 3,6. Somit beträgt der gesamte Volumenstrom
innerhalb eines Leitungsabschnittes 0,95 Liter pro Minute und EDU. Dieser Wert wird mit der Anzahl der
269
Dezember 2013
Wohneinheiten multipliziert, um den maximalen Volumenstrom eines bestimmten Leitungsabschnittes zu
bestimmen.
Der geschätzte maximale Volumenstrom aus dem ersten Ansatz ist im Allgemeinen größer als der mit dem
zweiten Ansatz berechnete Wert, da der erste Ansatz für Schmutzwasser gilt. Aufgrund der fehlenden
Trennung der Abwasserströme wird von einem größeren, täglichen Schmutzwasservolumen ausgegangen,
wodurch wiederum die Schneidradpumpen häufiger arbeiten und somit die Wahrscheinlichkeit steigt, dass
mehrere Pumpen gleichzeitig arbeiten, als es voraussichtlich im HWC erforderlich ist.
270
Dezember 2013
Anlage V: Theoretische Modellierung von homogenem Schwarzwasser in Gefällesielen
Die theoretische Modellierung des Schwarzwasserstroms in Gefällesielen wurde zur Bestimmung des notwendigen Energieliniengefälles von Gefällesielen durchgeführt, um die Ablagerung von Schwarzwasser zu
vermeiden. Hierzu wurden die Ansätze nach DWA-A 110 (DWA, 2006) und Macke (1982) zum Transport
von Feststoffen in niedrigen Konzentrationen herangezogen. Unter der Bedingung, dass es zu keinen Ablagerungen in der Gefälleleitung kommt, kann das Energieliniengefälle mit dem Durchmesser und Füllungsgrad berechnet werden. Die wichtigste Annahme ist dabei, dass die Feststoffe homogen in dem
Schwarzwasser verteilt sind.
Die Höhe des Schwarzwasserstroms im Rohr ht kann mit dem Rohrdurchmesser und dem Füllungsgrad
h/d berechnet werden. Anschließend ist die Bestimmung der minimalen Schubspannung
, des Energie-
liniengefälles JE und der Fließgeschwindigkeit v unter Verwendung der folgenden Formeln möglich.
Berechnung für ht < 0,03 m:
1. Berechnung des Energieliniengefälles mit dem Rohrnenndurchmesser DN (DIN 1986-100):
2. Berechnung der Fließgeschwindigkeit:
Die Fließgeschwindigkeit kann mit der Prandtl-Colebrook-Gleichung berechnet werden (DWA,
2006)
Als kinematische Viskosität wird
verwendet, welche zehnmal größer ist als die
Viskosität von reinem Wasser bei 10 °C. Die hydraulische Rohrrauhigkeit wird in Anlehnung an
Tabelle 4 in DWA A-110 geschätzt auf
(DWA, 2006).
Berechnung für ht > 0,03 m:
1. Minimale Schubspannung
vorgeben, für die erste Iteration
verwenden
2. Berechnung des Energieliniengefälles JE mit dem hydraulischen Radius rhy (DWA, 2006):
3. Berechnung der Fließgeschwindigkeit v und des Volumenstroms Q:
Die Fließgeschwindigkeit kann in Anlehnung an die Prandtl-Colebrook-Gleichung (DWA, 2006) berechnet werden, unter der Annahme der kinematischen Viskosität
lischen Rohrrauhigkeit
und hydrau-
.
4. Berechnung der neuen minimalen Schubspannung
Diese ergibt sich aus der folgenden Gleichung nach Macke (1982):
Die Feststoffkonzentration
wird mit dem Feststoffvolumen pro Flüssigkeitsvolumen berechnet
und in ‰ angegeben. Die Trockensubstanz der Fäkalien pro Tag wird als 51 g/(E·d) (DWA, 2008),
271
Dezember 2013
das Gesamtvolumen des Spülwassers als 6·1,5 L/(E·d) und die Dichte der Feststoffe als 2,65 kg/L
(Macke, 1982) angenommen.
5. Wenn
ist und
, dann wird wieder bei Schritt 1 begonnen mit
begonnen. Ansonsten wird das Ergebnis für
, JE und v verwendet.
Die Ergebnisse der Berechnungen für verschiedene Rohrdurchmesser und Füllungsgrade sind in Tabelle
47 gezeigt, wobei JE das Energieliniengefälle,
die minimale Schubspannung und vmin die minimale
Fließgeschwindigkeit unter Vermeidung von Ablagerung des Schwarzwassers und Q der Volumenstrom ist.
Aus dem Energieliniengefälle kann das erforderliche Sohlgefälle JSo abgeleitet werden.
Für das modellierte konzentrierte Schwarzwasser wird ein TS-Gehalt von 0,57 % (bei einer Feststoffkonzentration cT
2 1 ‰) und eine kinematischen Viskosit t von
angenommen. In
Schwarzwasser liegen häufig deutlich höhere Feststoffkonzentrationen im Vergleich zu Schmutzwasser
vor. Dennoch wurden die zuvor genannten Werte gewählt, da diese innerhalb der Parametergrenzen der
empirischen Gleichungen von Macke (1982) liegen. Das berechnete Energieliniengefälle ist zwei- bis viermal größer als das minimale Energieliniengefälle, welches für Schmutzwasser benötigt wird, bei einer
Feststoffkonzentration von cT
0 03 ‰ und einer kinematischen Viskosit t von
. Die
Grenzwerte der Feststoffkonzentration, Viskosität und Fließgeschwindigkeit für den ablagerungsfreien Betrieb von Schmutzwasserkanälen kann Tabelle 13 in DWA A-110 entnommen werden (DWA, 2006).
Tabelle 47: Ergebnisse der Berechnung des theoretisch erforderlichen Energieliniengefälles
Rohrdurchmesser
DN 100
DN 150
DN 200
DN 100
DN 150
DN 200
DN 100
DN 150
DN 200
DN 100
DN 150
DN 200
Füllungsgrad
h/d
0,1
0,2
0,3
0,5
JE (‰)
10,00
6,67
5,00
10,00
9,03
8,88
8,95
8,36
8,06
7,76
7,35
7,14
Minimale
Schubspannung
2
(N/m )
1,2
1,4
1,9
1,8
1,6
2,1
0,49
2,1
2,7
1,9
2,7
3,5
Minimale
Geschwindigkeit
vmin (m/s)
0,28
0,30
0,32
0,42
0,53
0,64
1,50
0,63
0,76
0,57
0,75
0,90
Volumenstrom
Q (L/s)
0,11
0,28
0,52
0,47
1,34
2,88
0,97
2,82
6,03
2,26
6,61
14,20
Es wurde das erforderliche minimale Energieliniengefälle bestimmt, um eine Selbstreinigung des verzweigten Schwarzwassersystems zu ermöglichen. Die Ergebnisse zeigen, dass Schwarzwasser in allen betrachteten Rohrdurchmessern und Füllungsgraden bei einem Mindestenergieliniengef lle von 10 ‰ (1 %) transportiert werden kann. Dabei sollte beachtet werden, dass dies nur theoretische Berechnungsergebnisse
sind, die auf der Annahme basieren, dass es sich um homogenes Schwarzwasser handelt. In der Praxis ist
272
Dezember 2013
eine inhomogene Verteilung zu erwarten, da das Schwarzwasser keine ausreichend lange Verweildauer in
dem System hat, um eine homogene Verteilung der Feststoffe zu erreichen. Eine gleichmäßigere Verteilung könnte durch den Einbau eines Vermischungs- und Zerkleinerungsprozesses, beispielsweise mit einer
Schneidradpumpe, erreicht werden. Ansonsten ist es erforderlich, den Transport von inhomogenem
Schwarzwasser anzunehmen (siehe Anlage II und III).
273
Dezember 2013
Anlage VI: Versuche mit homogenem Schwarzwasser in Gefällesielen
Die theoretische Modellierung in Anlage V hat ergeben, dass homogenes Schwarzwasser in DN 100Gefällesielen mit einem Energieliniengefälle von 10 ‰ transportiert werden kann, auch bei relativ hohen
TS-Gehalten. Um die Ergebnisse der Berechnungen zu überprüfen, wurden Versuche am Teststand von
HAMBURG WASSER durchgeführt. Die Rohrleitungen waren etwa 18 m lang und konnten mit unterschiedlich starkem Gefälle aufgebaut werden. Als Sanitäreinrichtungen wurden eine Propelair-Toilette simuliert.
Der Versuchsaufbau ist in Abbildung 163 gezeigt.
Abbildung 163: Aufbau für Schwarzwasser-Transportversuche
Das Ziel der experimentellen Untersuchungen war, die Transportdistanz von Feststoffen innerhalb und
außerhalb von Gebäuden nach der Spülung mit verschiedenen Sanitäreinrichtungen festzustellen und so
ein besseres Verständnis des Schwarzwassertransportes zu bekommen. Das Schwarzwasser kann sowohl
auf Höhe der Rohrleitung als auch auf einer Höhe von 1,7 m in das System eingegeben werden. Der höhere Einlass soll dabei Erkenntnisse über den Einfluss der Fallhöhe auf die Transportdistanz bringen.
Die Versuche
wurden mit homogenem Schwarzwasser (hier Wasser mit Sojabohnenpaste gemischt)
durchgeführt, um die Berechnungsergebnisse zu überprüfen. Die Ergebnisse von Untersuchungen mit
inhomogenem Schwarzwasser können Anlage II entnommen werden.
Die Trockensubstanz der Fäzes pro Tag wird mit 51 g/E·d (DWA, 2008) und das Gesamtvolumen des
Spülwassers mit 6 täglichen Spülungen mit einer Propelair-Toilette mit 6 · 1,5 L/(E·d) angenommen. Somit
ergibt sich ein durchschnittlicher TS-Gehalt von 0,56 %. Eine Mischung wurde aus Sojabohnenpaste und
Wasser hergestellt, um homogenes Schwarzwasser zu modellieren. Dabei wurden TS-Gehalte von 0,5 %,
1,0 %, 1,5 % und 2,0 % angemischt und für die Experimente eingesetzt. Es wurde angenommen, dass die
Sojabohnenpaste einen TS-Gehalt von 50 % hat. Abbildung 164a zeigt die verdünnte Sojabohnenpaste
nach einem Transport in einer DN 100-Leitung, wobei die in Abbildung 164b deutlich sichtbaren Ablagerungen auftraten, als die Fließgeschwindigkeit unterhalb der kritischen Geschwindigkeit lag.
274
Dezember 2013
Abbildung 164: Untersuchungen mit verdünnter Sojabohnenpaste in DN 100-Rohren
a: Transport und Ausfluss, b: Ablagerungen im Rohr
Die vorbereiteten Mischungen mit unterschiedlichen Konzentrationen wurden in das System eingegeben,
um zu untersuchen, ob es abhängig von der Fließgeschwindigkeit zu Ablagerungen kommt. Die Fließgeschwindigkeit wurde über die Zeit, welche ein Tracer für eine bestimmte Strecke benötigte, bestimmt. Der
Volumenstrom wurde durch Messen der Zeit beim Füllen eines 1 L-Gefäßes am Auslass ermittelt. Auch der
Zeitpunkt, an dem es zu Ablagerungen kam (siehe Abbildung 164b) wurde dokumentiert.
Die minimale Fließgeschwindigkeit, um Ablagerungen zu vermeiden, bei gegebenem Rohrdurchmesser,
Füllungsgrad und TS-Gehalt wurde gemäß der in Anlage V dargestellten Modellierung berechnet. Die Ergebnisse sind in Tabelle 48 dargestellt.
Tabelle 48: Minimale Fließgeschwindigkeit bei Vermeidung von Ablagerungen
von konzentriertem homogenen Schwarzwasser in DN 100-Rohren bei TS-Gehalten von 0,5 % bis 2,0 %
Rohrdurchmesser
Füllungsgrad
h/d
DN 100
0,1
DN 100
0,2
TS-Gehalt
(%)
Minimale Fließgeschwindigkeit vmin (m/s)
Minimale Schub2
spannung
(N/m )
0,5
1,0
1,5
2,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0,26
0,29
0,34
0,38
0,34
0,39
0,46
0,50
0,54
0,68
0,90
1,06
0,83
1,04
1,38
1,63
Die gemessene Geschwindigkeit wurde mit der berechneten minimalen Fließgeschwindigkeit verglichen,
um das Modell zu verifizieren. Obwohl die genaue Messung der Geschwindigkeit, bei der Ablagerungen
auftraten, schwierig war, konnte festgestellt werden, dass unterhalb der für den jeweiligen TS-Gehalt berechneten kritischen Geschwindigkeit keine Ablagerung auftrat. Bei Geschwindigkeiten von etwa 0,1 bis
0,2 m/s traten bei den untersuchten TS-Gehalten mit einer 5 L-Spülung und einem Gefälle von 2 % Ablagerungen auf.
Eine wichtige Erkenntnis aus den Experimenten ist, dass das Modell für homogenes Schwarzwasser die
kritischen minimalen Geschwindigkeiten zur Vermeidung von Ablagerungen - selbst bei relativ hohen Feststoffkonzentrationen - in guter Näherung bestimmen kann.
275

Hamburg Water Cycle Jenfelder Au

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