2.1. 여재의 특성

Table 1에 본 연구에서 사용된 여재의 특성을 나타내었다. 본 연구에서 사용한 세라믹 소재의 여재는 혈암을 고온소성하여 팽창 및 성형한 세라믹 재질로, 성상 분석 결과는 Table 1과 같다. 여재는 약 2.92 mm의 유효경을 가지며, 공극률 60.7%의 다공성 구조를 이루고 있다. 이러한 구조에 따라 수중의 오염물질이 침전/흡착되어 제거될 수 있을 것으로 기대되었다. 비중은 1.55로 일반적인 상태에서는 물에 가라앉아 여과 컬럼의 하단에 위치한다(SPS-KWWA F 101-0728 : 2009). 투수계수는 0.14 cm/s로 양호한 성능을 보여주었다(KS F 2322:2000).

Table 1.

Characteristics of ceramic filter media

2.2. 실험 장치

2.2.1. 실험 장치

여과를 위한 장치는 Fig. 1과 같이 구성하였으며, 원수 탱크, SS 현탁액 탱크, 유입 칼럼, 하부 지지층 칼럼, 여과 칼럼, 상부 배수 칼럼, 그리고 공기 역세척을 위한 공기압축기로 구성하였다. 원수 탱크에 보관된 청수는 유입 칼럼을 통하여 하부 지지층 칼럼으로 유입되며, 이 때, 고농도 SS 현탁액이 정량펌프를 이용하여 3-way 밸브를 통해 청수와 혼합된다. 이 때 혼합 유입수의 SS 농도는 168.4 ± 4.4 mg/L이었다. 충분한 수두를 확보하고 유량 조정을 위하여 유입 컬럼을 사용하였다. 하부 지지층 칼럼에 유입된 혼합 원수는 여과 칼럼에 상향류로 유입되고 상부 배수 칼럼에서 유출된다. 하부 지지층 칼럼에서는 유입 원수의 선속도 20-40 m/h보다 높은 침강 속도를 가지는 입자들은 침전되어 제거됨으로써 상부 여과 칼럼의 부하를 경감시키는 역할을 수행한다. 여과 칼럼 길이는 총 90 cm로 여재는 60 cm만 충진하였다. 유입 칼럼, 하부 지지층 칼럼, 여과 칼럼, 그리고 상부 배수 칼럼은 폭 10 cm의 정사각형이다. 여과 칼럼에는 매 10 cm마다 piezometer룰 설치하여 시료채취와 수두 측정이 가능하도록 하였다. 상부 배수 컬럼은 역세척 시 충분한 단차를 확보하기 위하여 높이 약 70 cm로 설계하였다.

Fig. 1.

Schematic of filtration test system.

2.2.2. 원수

본 연구에서는 비점오염시설로 유입될 수 있는 실제 오염물을 모사하기 위하여, 도로노면 청소차량에 의해 수거된 도로퇴적물을 청수와 혼합하여 유입수로 이용하였다. 도로 퇴적물은 한국도로공사의 협조에 의해 수거 도로퇴적물을 얻었으며, 이 중, 체거름을 통하여, 200 µm 이하의 도로퇴적물 만을 분리하여 이용하였고 입도분석기(LS I3 320, Beckman Counter, USA)를 이용하여 입도분포를 분석하였다(Fig. 2). 분석 결과, 200 µm 이하의 도로퇴적물의 평균 입경은 125.6 µm, 유효입경(d₁₀)은 13.2 µm로 나타났으며, 균등계수(d₆₀/d₁₀)는 10 이상인 10.15로 입도 분포가 양호한 것으로 평가 되었다. 비점오염시설의 설계 및 평가의 기준이 되는 200 µm 미만 시료의 분율은 84% 내외로 실제 시료를 충분히 모사할 수 있을 것으로 판단되었다[29].

Fig. 2.

Particle size distribution of suspended solid in influent.

2.3. 실험 방법

2.3.3. 역세척 효율 평가 및 최적 역세척 조건 설정

본 연구에서는 본 여과 시스템에 대해, 역세수 및 역세 공기 소모량을 최소화하며서 시설 운전 효율에는 영향을 미치지 않는 최적의 역세척 조건을 설정하고자, 다양한 조건에서 역세척 효율을 검토하였다(Table 2). 최적 역세척 효율을 선정하기 위하여 역세척 조건에서 변경할 수 있는 실험인자로 역세척 시간, 역세척 유량 및 공기세척과 수세척 간 정체수 배출 공정의 유무의 세 가지를 선정하였으며, 이들의 역세척 효율을 비교하기 위하여 총 네 가지 조합의 역세척 조건을 선정하여 운전을 실시하였다.

Table 2.

Conditions for backwashing strategies

선정된 조합들은 Table 2와 같고, 역세척 효율 평가를 위한 성능 인자로는 역세 후 손실 수두의 회복 여부 및 재운전 시의 SS 유출 여부를 검토하였다. 여과 시스템의 조기 폐색을 유도하기 위하여 2.3.2에서 설정한 조건의 약 40 배에 이르는 고농도 SS 용액을 투입하였으며, 일정 시간 간격으로 손실수두를 모니터링 하였다. 손실 수두가 약 10 cm에 도달하게 되면 장치의 운전을 멈추고 역세척을 실시하였다. 역세척 실시 이후에는 SS(약 200 mg/L)를 재유입하여 초기 운전 시의 유입 고형물 제거 효율을 살펴보았다. 역세척은 공기 세척, 정체수 배출, 수세척의 순으로 진행하였다.

3.1. 여재의 무부하 손실 수두

여재 고유의 손실 수두를 측정하기 위하여, 청수가 선속도 20, 30, 그리고 40 m/h로 유입될 때의 손실 수두를 측정하였으며, 10분 간격으로 4회 측정하여 산술평균값을 활용하였다(Fig. 3). 손실수두는 여재층 깊이가 증가함에 따라 점차 증가하여, 총 손실수두는 5 cm 이상까지 상승하였다. 유입 선속도 20, 30, 그리고 40 m/h에서, 여재층의 평균 총 손실수두는 각각 3.15 ± 0.30, 4.85 ± 0.37, 그리고 5.60 ± 0.71 cm로 나타났다. 유입 선속도가 20 m/h로 낮을 때에는 유입부와 근접한 여재 칼럼 하단 부분에서 주로 수두의 손실이 발생하였으며, 유입 선속도를 40 m/h로 증가시켰을 때에는 유출부에 근접하는 여재 칼럼 상단 부분에서 주로 수두 손실이 발생하였다. 이는 낮은 선속도에서는 여재가 비중에 의해 여재 칼럼 하단부에 침전되어 존재하나, 선속도가 증가함에 따라 여재가 여재 칼럼 상단부 쪽으로 이동하여 존재하였기 때문으로 생각된다. 유입 선속도가 30 m/h일 때에는 여재가 여재 칼럼의 전체에 비교적 균일하게 분포되어 손실수두가 여재 칼럼의 전체에 걸쳐 고르게 발생하는 것으로 나타났다. 이는 본 연구에서 사용된 세라믹 여재의 특성, 즉, 진비중은 높으나(1.55) 공극률이 높으므로(60.7%) (Table 1), 선속도가 일정 수준 이상일 때 부상이 가능하기 때문인 것으로 생각된다.

Fig. 3.

Head loss caused by ceramic filter media with respect to filtration velocity.

3.2. 여과선속도에 따른 손실 수두 및 SS 제거율

여과형 비점오염시설에 의한 비점오염 처리 효율 및 운전에 따른 여과지의 폐색을 알아보기 위하여 여재별로 300 분 간 운전을 실시하였다. 여과 선속도에 따른 손실수두 및 SS 제거율을 파악하기 위하여 여과 선속도를 20-40 m/h로 단계적으로 증가시켰으며, 이는 순간적으로 많은 오염물질이 유입될 때를 가정하여 설정하였다. 유입수의 SS 농도는 약 200 mg/L로 유입하였으며, 운전 기간 동안의 유입고형물 부하와 손실수두와의 관계로 아래 Fig. 4에 도시하였다. 운전 시간을 대상으로 하지 않고 유입 누적 고형물 부하에 대한 관계를 사용한 것은 유입 선속도가 다름으로 인하여 같은 시간이라도 누적 고형물 부하가 각 조건에 따라 달라지기 때문이다.

Fig. 4.

(a) Head loss during operation of filtration system with respect to cumulative SS load and hydraulic head with respect to bed depth at filtration velocity of (b) 20 m/h, (c) 30 m/h, and (d) 40 m/h.

Fig. 4(a)에서와 같이, 운전 개시 직후의 손실 수두는 선속도가 20, 30, 그리고 40 m/h일 때, 각각 3.0 cm, 4.2 cm, 5.6 cm로 측정되었다. 운전을 시작하여 고형물이 주입됨에 따라 점차 손실 수두가 상승하는 경향을 보였으며, 300분 운전 후의 손실수두는 선속도 20, 30, 그리고 40 m/h에서 각각 5.3, 6.5, 그리고 7.9 cm로 증가하는 것으로 나타났다. 이와 같은 손실수두의 변화는 크게 선속도 증가에 따른 여재의 손실 수두 증가와 누적 고형물 부하의 증가로 인한 영향으로 생각된다. 각 선속도에서 누적 고형물 증가에 따른 손실 수두 증가 경향을 추세선을 통하여 분석한 결과, 같은 고형물 부하에서도 높은 선속도 조건에서 손실수두가 더욱 상승하는 경향을 파악할 수 있었다.

본 실험을 통하여 얻어진 최대의 손실 수두는 유입 선속도 40 m/h에서 누적 고형물 부하가 30.8 kg/m² 일 때 7.9 cm로 측정되었다. 이는 비점오염처리시설 설계 기준 누적 고형물부하 9 kg/m² 까지는 모든 유입 선속도의 경우에도 초기값 대비 1.0 cm 내의 손실 수두의 상승을 보여 폐색을 유도할 만큼의 고형물의 축적은 일어나지 않을 것으로 예측되었으며, 이에 따라 세라믹여재를 통한 비점오염의 장기적 처리가 가능할 것으로 사료된다.

여재층 깊이에 따른 수두 변화를 Fig. 4(b)~(d)와 같이 나타내었을 때, 대부분의 수두 손실은 여과층 하부 50 cm 이내에서 발생하는 것으로 나타났으며 상부 30 cm는 수두 손실이 거의 발생하지 않는 것으로 나타났다. 이는 무부하 손실수두 측정의 결과와 마찬가지로 물보다 높은 비중으로 인해 여과지 하부에 여과층이 형성되는 것과 관련이 있으며, 여과층 내에서 손실 수두가 형성됨을 보여준다. 다만, 여과 선속도가 빨라짐에 따라 상부에서의 수두 손실도 관찰되었으며, 이는 높은 여과 선속도에 따른 여재층의 팽창과 관련이 있다.

여과시간에 따른 유입/유출 SS 농도를 Table 3에 제시하였다. 유입 SS 농도는 168.4 ± 4.3 mg/L의 농도로 안정적으로 유지되었으며, 유입 선속도 20, 30, 40 m/h 각각의 경우, 유출 SS의 농도는 3.9, 4.0, 4.0 mg/L으로 측정되어, 유입 선속도가 증가함에 따라 유출되는 SS 농도의 변화는 크지 않은 것으로 나타났다. 이를 제거효율로 환산하였을 시에는 모든 경우에 97.7% 내외로써 높은 처리 효율을 나타내었으며, 유입 선속도에 따라 유의할 만한 차이를 나타내지 않았다.

Table 3.

Average suspended solid concentration and removal efficiency at each stages

본 연구에서 특별히 착안한 점은 비점오염 처리 시설에서 침전지 역할을 하는 하부 지지층 칼럼의 역할이었다. Table 3과 Fig. 5에는 유입 선속도 20 m/h일 경우, 하부 지지층 칼럼을 통과하여 여재 칼럼으로 유입되는 유입수의 SS를 측정한 결과 및 계산된 처리 효율을 도시하였다. 그 결과 처리 효율은 81.5%로 측정되어 상당량의 유입 고형물이 하부 지지층 칼럼에서 침전 및 제거됨을 확인하였다. 특히, 유입 선속도가 증가함에 따라 처리 효율이 일부 감소하는 것은 침강속도와 유체의 이동 속도와의 관계에 의한 것으로 판단된다. 측정된 모든 경우에 있어서 처리 효율은 75% 이상으로 하부 지지층 칼럼 단독으로도 상당한 처리 효율을 나타내었다.

Fig. 5.

SS removal each stage with respect to (a) time and (b) influent SS load (20 m/h).

하부 지지층 칼럼의 제거효율을 제외한 여과층의 단독 SS 제거율은 유입 선속도 20, 30, 그리고 40 m/h에서 각각 87.3 ± 6.8%, 88.2 ± 7.0%, 그리고 88.6 ± 3.3%로써, 단독 공정으로써도 80% 이상의 SS 제거율을 나타내었다. 특히, 여재 칼럼의 효율 변화는 유입 선속도와 거의 무관한 경향을 보여, 공정 조건의 변화에 관계없이 우수한 성능을 나타낼 것으로 판단되었다. 침전과 여과의 두 공정의 결합시에는 97% 이상의 높은 부유 고형물 제거 효율을 나타내었다.

3.3. 여재층 포획 고형물 부하에 따른 여재층 수리적 거동 해석

여재층의 수리적 거동에 미치는 고형물 부하의 영향을 검토하기 위하여, Urbonas [30]가 제안하고 Clark [31]에 의해 검증되어 사용되고 있는 급수 모델을 이용하였다(식 (3))[30,31].

여기서, v는 유속(m/h), r은 경험적 흐름 상수, x는 경험적 지수, 그리고 m/A는 단위 여과 면적당 SS 부하(kg/m²)이다. 이 모델은 여재 표면의 고형물 부하가 여재를 통과하는 흐름의 속도에 직접적 영향이 있음을 가정한다. 식 (3)은 Darcy-Weisbach 식(식 (4))을 이용하여 식 (5)와 같이 손실수두의 함수로 표현할 수 있으며, 이에 의해 식 (6)를 유도하고, r은 r과 정비례관계의 새로운 상수 r'로 변형하였다(식 (7)). 식 (7)은 식 (8)과 같이 선형 형태로 변환하여, 실험결과를 적용하고, 상수 r‘와 x를 구하였다.

여기서, f는 마찰계수(0.11615, Re/64, Re 551, 부드러운 표면), L은 여재층 길이(m), g는 중력가속도(9.81 cm/sec²), D는 정사각형 파이프의 한 변의 길이(m)이며, 모두 상수이다. 본 실험에서, 여과선속도가 20-40 m/h일 때, 식 (4)의 Reynolds (Re) 수는 551-1100으로 층류이며, 여재 칼럼의 표면이 부드러우므로, f는 다음 식 (9)을 이용하여 0.11615로 산정하여 이용하였다.

Table 4에 모델 적용결과를, 그리고 Fig. 6에 여과선속도와 산정된 상수 r‘와 x의 상관관계를 나타내었다. 총 운전 시간(300분)의 손실수두를 이용하여 분석하였을 때, 여과 선속도 20-40 m/h에서의 상관계수(r²)는 0.817-0.806으로, 급수 모델이 본 여과시스템의 손실수두의 거동을 비교적 잘 표현할 수 있는 것으로 나타났다. 그러나 초기 손실수두 감소 이후에 손실수두가 계속 증가하는 운전기간의 손실수두만을 대상으로 분석하였을 때에는, 여과속도 20, 30, 그리고 40 m/h에서 r² 가 각각 0.886, 0.924, 그리고 0.896으로, 증가하였다. 이는 이 운전기간에 여재가 모두 여재 칼럼 하부에 위치하고 더 이상 이동하지 않는 안정적 여재층을 유지하였기 때문에, 공극이 있는 고정된 여재층의 손실수두를 해석하는 급수 모델[31]에 더 적합한 상황이었기 때문으로 생각된다. 한편, 선속도와 r'은, 운전기간에 관계없이, 매우 높은 선형의 상관관계를 가지는 것으로 나타났으며, 선속도와 x는 여재가 고정층을 이루는 기간에서 매우 높은 선형의 상관관계를 나타내었다(Fig. 6).

Table 4.

Power model Parameters for the stormwater runoff filtration system in this study

Fig. 6.

Correlations between the constants of power model and filtration velocity.

이 결과는 여재층에 포획된 고형물 부하를 이용하여 손실수두를 예측하는 급수 모델이 본 연구의 상향류식 여과 시스템에서도 성공적으로 적용될 수 있음을 의미한다. 여재층에서의 손실두 해석에는 여재층의 공극율과 여재의 크기를 이용하는 Hazen 식과 Kozeny-Carmen 식 등이 주로 이용되어 왔으나[32], 최근 투수층에 포획된 고형물의 부하를 이용하여 손실수두를 예측하는 모델이 제안되고 있다. Wu [33]은 고형물 축적량, 고형물 크기, 그리고 여재의 크기와 여재층 투수성의 상관관계에 관한 모델을 제안한 바 있으며, Wu [34]은 이를 바탕으로, 하저(riverbed) 침투 유량과 하상 퇴적물 양의 관계에 관한 모델을 제시한 바 있다[34]. 본 연구결과는 축적된 고형물 부하를 이용하여, 여재층의 특성(공극률 등)과 관계없이, 상향류식 여과 시스템이 손실수두의 거동 해석이 가능함을 나타내고 있다.

3.4. 여재층의 누적 고형물 제거율과 손실수두 상관관계 분석

일반적으로, 여재층의 공극률이 낮거나, 또는 고형물이 포획되어 여재층의 공극률이 감소할수록 고형물의 제거량은 증가한다. 정상상태에서 여재층의 공극률과 고형물 제거율은 식 (10)으로 표현될 수 있으며[35], 이를 이용하여, 본 연구에서 얻은 손실수두와 여재층에서 포획된 고형물의 상관관계를 검토하였다.

여기서, C는 여재층 유출수의 SS 농도(mg/L), C₀는 여재층 유입수의 SS 농도(mg/L), L은 여재층 깊이(m), ε는 여재층 공극률, D_C는 포획되는 입자의 입경, α_S는 점착 계수, η는 단일 포집자 충돌 계수를 의미한다. 식 (10)에서, 여재층의 특성, SS의 특성, 그리고 여재층 깊이가 일정하면, D_C, α_S, η, 그리고 L은 하나의 상수 X로 표현할 수 있다(식 (11))[11].

본 연구에서는 여재층에 포획된 SS의 양과 손실수두의 상관관계를 검토하기 위하여, C는 여재층 유출수의 누적 SS 부하(kg/m², C_L)로 C₀는 여재층 유입수의 누적 SS 부하(kg/m², C_L,0)로 하여, 식 (11)을 다음 식 (12)과 식 (13)으로 수정하여 이용하였다.

식 (13)에 의하면, 여재층의 공극률 (ε)과 ln(C_L/C_L,0)는 선형의 상관관계를 가지므로, ln(C_L/C_L,0)과 여재층 손실수두의 상관관계에 의해, 본 여과 시스템의 공극률과 손실수두의 상관관계를 검토하였다.

선속도 20, 30, 그리고 40 m/h에서, ln(C_L/C_L,0)와 손실수두의 선형관계 상관계수(r²)는 각각 0.898, 0.901, 그리고 0.206이었으며, Pearson 상관계수는 각각 -0.94755, -0.9491, 그리고 0.4538이었다(Fig. 7). 이 결과는 선속도 20 및 30 m/h에서 본 연구에서 사용된 여재의 공극률과 손실수두가 높은 음의 상관관계를 가짐을 나타낸다. 선속도 40 m/h에서 상관관계가 낮은 것은, 운전의 초기에 높은 선속도에 의해, 여재의 유동이 발생하여 공극률이 계속 변화하였기 때문으로 생각된다. 선속도가 40 m/h일 때, 여재가 고형물을 포획하고 비중이 증가하여 모든 여재가 여재층 칼럼 하부에 존재하는 운전시간 60-300분에서는, ln(C_L/C_L,0)와 손실수두의 r² 와 Pearson 상관계수가 각각 0.951과 -0.9751로, 매우 높은 상관관계를 나타내었다. 본 결과는 여재의 손실수두가 본 연구의 여과시스템의 공극률 추정에도 유용하게 이용될 수 있음을 나타낸다.

Fig. 7.

The correlation between ln(C/C₀) and the head loss of media column.

3.5. 최적 역세척 조건 도출

본 연구에서 사용한 세라믹 여재를 활용한 여과 시스템의 장기 운전을 위해서는 역세척 조건을 최적화 하는 것이 필수적이라 할 수 있다. 최적의 역세척 조건을 도출하기 위하여 역세척 유량, 역세척 시간 및 정체수 공정의 유무에 따른 영향을 살펴보았다. 역세척 효율의 평가는 손실 수두의 회복 및 재운전 시의 SS 유출 여부를 평가 인자로 하여 진행하였다. 재운전 시의 SS 유출 여부를 살펴본 것은 역세척 시의 공기와 물의 흐름의 방향에 따른 문제를 해결하고자 함이었다. 기본적으로 시설은 상향류로 운전하여 여재의 하단부의 오염도가 높다. 역세척 시 공기 주입으로 인하여 여재의 공극에 쌓여있던 고형물이 탈락하게 되고, 일부는 공기의 흐름에 따라 상단으로 이동한다. 이후 수세척에 의하여 물은 하향류로 이동하게 되고 시설 내 모든 정체수는 하단에서 배출된다. 이와 같이 공기와 물의 방향이 반대이기 때문에 일부의 고형물은 상단부에 정체될 수 있고 이는 초기 운전 시 배출될 수 있기 때문에 이를 최소화하는 것이 필요하다고 판단되어 본 연구에서 집중적으로 모니터링하였다.

여기에서 공기와 물의 흐름을 반대로 한 이유는 시설의 설치 및 운영에 따른 문제점을 해결하기 위함에 있다. 공기와 물의 흐름이 같을 경우에는 역세척 후 배출수의 배출구가 비점오염처리 후 처리수의 배출구와 동일하게 되어, 이를 제어하는 장치 및 시스템이 필요한 단점이 있고, 이러한 단점을 해결하기 위하여 공기와 물의 흐름을 반대로 설정하였다. 또한, 공기와 물을 동시에 반대방향으로 주입할 시에는 배출되는 공기의 압력으로 인하여 물의 주입이 불가능한 바, 단계적으로 공기를 주입한 후 물을 주입하여 배출하는 형태로 역세척 공정을 설계하였다.

3.4.1. 손실수두 회복

상기에 언급한 바와 같이 역세척 조건을 설정하는 데 있어 가장 중요한 것은 역세척 이후 손실 수두가 얼마만큼 회복되는 지에 대한 평가이다. 운전 최초의 수두 손실을 H0라 할 때, 역세척 이후 손실 수두가 H₀일 때, 회복율을 100%라고 할 수 있으며 가장 바람직한 역세척 조건이 될 것이다. 본 연구에서는 기본으로 설정하였던 공기세척 2분(50 m/h) + 수세척 2분 (40 m/h) + 정체수 배출 없음 조건(역세척 조건 1)에서 세척 시간 및 유량을 감소시키고, 정체수 배출 공정을 단계적으로 추가하면서 이에 따르는 손실 수두의 회복 여부에 대하여 평가하였다(Fig. 8).

Fig. 8.

Recovery of head loss by different backwashing strategies.

세라믹 여재의 초기 손실 수두는 3.8 cm이었고, 기본 조건(역세척 - 1)으로 역세척을 수행하였을 때에는 손실 수두가 4.2 cm로 회복율이 93.5%로 나타났다. 수세척의 시간을 1/2로 한 역세척 - 2 조건에서는 손실수두가 4.9 cm로 회복율이 82.3%로 감소하였다. 동일한 조건에서 정체수의 배출을 수행하였을 때에는 기본 조건(역세척 - 1)과 같이 회복율이 95.1%로 회복되었으며, 여기에서 공기와 물의 유량을 1/2로 한 조건(역세척- 4)에서는 손실수두가 4.3 cm로 91.9%의 회복율을 보였다. 이 결과 값은 공기와 물의 유량이 2배였던 조건(역세척 - 3)과 비교하여 손실 수두가 0.1 cm의 차이를 보여 측정 오차 이내로 판단된다.

위의 결과를 종합하면, 정체수의 배출이 없을 시에는 수세척 시간을 2분 이상(40 m/h 조건)을 유지하여야 여재 내부의 고형물을 적절히 제거할 수 있으나 정체수의 배출을 수행하면 1분 이내의 수세척으로도 충분한 역세척을 수행할 수 있으며, 공기와 물의 유량을 1/2로 감소시켰을 경우에도 성능의 큰 변화는 없어 경제성을 고려하였을 때에는 조건 4(유량 1/2)를 최적 조건으로 설정하는 것이 바람직하다고 판단된다.

3.4.2. 초기 SS 유출 제어

본 연구에서 손실 수두의 회복과 더불어 살펴본 사항은 역세척 직후 비점오염처리 운전을 실시할 경우에 유출되는 SS의 정도이다. 역세척으로 여재 내부의 고형물이 완전히 제거되지 않았을 경우에는 상향류의 유입수 흐름과 함께 고형물이 유출되어 유입 SS 농도인 200 mg/L 보다 높게 유출될 가능성이 있고, 이는 처리 공정의 효율을 저하시키는 요인이 될 수 있다. 이와 같은 현상의 정도를 파악하고, 초기 SS 유출을 제어할 수 있는 역세척 공정을 선정하고자 4 가지의 조건을 시험하였고, 그 결과를 Fig. 9에 나타내었다.

Fig. 9.

Effluent SS concentration in initial phase of operation after different backwashing strategies.

기본 역세척 조건(역세척 - 1)로 세척한 경우, 초기 SS농도는 37.0 mg/L로 낮았으나, 3분 후 최대 163.5 mg/L로 상승하였고, 이후 감소하였다. 수세척의 시간을 1/2로 설정한 경우(역세척 - 2)에는 그 농도가 더욱 증가하여 초기 125.3 mg/L가 유출된 후 3분 후 최대 292.9 mg/L가 유출되고 점차 감소하였으나, 감소하는 폭도 기본 조건(역세척 - 1)에 비하여 적었다.

정체수의 배출을 고려한 역세척 - 3 조건의 경우에는 초기 92.8 mg/L에서 빠르게 감소하는 경향을 보여 5분 이후에는 10 mg/L 이하의 유출 SS값을 보였으며, 역세척 유량을 1/2로 감소시킨 역세척 - 4 조건에서는 초기 농도가 343.9 mg/L로 다소 높게 유출되었으나 빠르게 감소하여 약 5분 이후에는 10 mg/L 이하의 유출 SS값을 보였다.

그래프의 면적을 이용하여 60분 운전 기간 내 총 유출 SS를 산정하였으며, 유입 SS를 고려하여 운전 기간 평균 처리 효율을 도출하여 Table 5에 나타내었다. 모든 경우에 있어서 91% 이상의 높은 처리 효율을 보였으나, 정체수의 배출을 추가한 조건 3과 4의 경우에는 각각 99.1% 및 98.5%의 높은 제거 효율을 보였다. 따라서 세라믹 여재를 사용하였을 경우, 본 연구에서 시험한 어떠한 경우에도 SS의 제어 부분에 있어서는 만족하는 결과를 나타내었으며, 장기 운전을 고려하였을 때 정체수의 배출을 추가한 조건 3, 4를 적용하는 것이 바람직하다고 판단된다.

Table 5.

Backwashing performance in terms of controling effluent SS concentration

이와 같은 결과를 종합하였을 때, 역세 후 SS의 유출에 따른 처리 효율의 저감은 기준치를 초과할 정도로 크지 않음을 확인할 수 있었다. 다만, 정체수의 배출이 고려되지 않은 경우에는 침전조에 축적된 SS가 유출될 가능성이 크며 이에 따른 처리 효율의 저감이 10분 이상 일어날 수 있어 정체수의 배출을 고려하는 것이 장기적인 측면에서 바람직함을 확인할 수 있었다. 정체수의 배출이 고려되었을 때에는 SS의 유출을 제어하기가 용이하였으며, 유량을 1/2로 감소시킨 극단의 경우에도 약 98.5% 이상의 높은 평균 처리 효율을 보여 안정적인 운전이 가능할 것으로 판단된다. 특히 본 역세척 조건 실험의 경우에는 여재의 폐색을 위하여 m2 당 400 kg 이상의 SS를 유입하는 극단적인 조건을 설정하였음에도 기준을 만족하는 결과가 도출되어, 실제 운전시에는 더 나은 성능을 기대할 수 있을 것으로 판단된다.

3.4.3. 최적 역세척 조건의 검증을 위한 연속 실험

앞에서 설정된 최적 역세척 조건(조건 - 4)이 반복적인 역세척 운전에서도 사용될 수 있음을 검증하기 위하여, 3회 반복 운전/역세척를 실시하였고 이때의 결과를 Fig. 10에 도시하였다. 3회의 반복 운전/역세척을 수행하였을 때, 역세후 손실 수두가 초기 값과 거의 유사하게 저감되는 것을 확인할 수 있었으며, 특히 3회의 반복 운전에도 손실 수두가 상승하는 경향은 크게 관찰되지 않았다. 1회의 폐색시까지 운전할 수 있는 누적 SS 부하는 약 400-450 kg/m² 으로 큰 변화를 보이지 않았으며, 이로 미루어 볼 때 본 연구에서 설정한 최적 역세척 공정을 이용한 장기 운전이 충분히 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 10.

Variation of head loss with respect to cumulative SS load (backwashing strategy 4).