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J Korean Soc Environ Eng > Volume 42(12); 2020 > Article
한강수계 2개 유형 고도처리 정수장의 2-MIB 처리 특성 비교 분석 및 공정 운영 최적화 연구

Abstract

Objectives

In this study, through the results of the high-concentration 2-MIB (2-Methyl Isoborneol) treatment by two different types of advanced treatment plants (Post Peroxone+GAC, UV/H2O2+GAC F/A) which intake raw water from the same water intake facility, the 2-MIB removal characteristics by oxidation process of each WTPs (Water Treatment Plants) were compared and analyzed, and optimal operation methods were derived.

Methods

The 2-MIB removal rate was compared and analyzed according to each AOP (Advanced Oxidation Process) operating conditions (Post Peroxone+GAC of the G WTP and UV/H2O2+GAC F/A of the I WTP). The optimal equations of chemical injection were derived through the correlation between the operating conditions of the AOP for each WTPs and 2-MIB removal rate. By analyzing the operating characteristics of each WTPs, the cost and unit price for optimal operation were calculated according to the 2-MIB concentration of raw water and water production. Optimal operating conditions were derived through the performance of oxidation facilities and chemical injection equations of each WTPs, and economical operating plans were reviewed through linked operation of 2 WTPs.

Results and Discussion

The 2-MIB removal rates for each WTPs were 70~100% for the G WTP and 50~96% for the I WTP. The operating conditions affecting the 2-MIB removal were [O3 injection×contact time], H2O2/O3 for Post Peroxone of the G WTP, and [UV dose×H2O2 injection] for UV/H2O2 of the I WTP. As a result of comparing the operating cost(electric power cost + chemical cost) of each WTPs, I WTP was 6.6~24.3 KRW/m3 higher than G WTP. It is considered to be because the H2O2 injection was 11~43 times for UV/H2O2 than Post Peroxone. Optimal operating conditions could be derived through the performance evaluation of each oxidation facilities and chemical injection equations of each WTPs. The G WTP and the I WTP are equipped with pipe line for linked operation in the water supply pipes, so the water production for each WTPs can be distributed. In the case of the same water production, it was confirmed that the unit price can be reduced when the water production ratio of the G WTP is increased. Because the decrease in cost of the I WTP is higher than the increase in cost of the G WTP.

Conclusions

It was confirmed that both Post Peroxone+GAC of G WTP and UV/H2O2+GAC F/A of I WTP were effective in 2-MIB treatment. As for the operating cost, it was analyzed that UV/H2O2 had higher unit pice than Post Peroxone because of the large amount of H2O2 injection. Considering the 2-MIB removal rate and operating cost of each WTPs, it was possible to derive the optimal operating conditions for each WTPs and a linked operation plan.

요약

목적

본 연구에서는 동일한 취수장에서 원수를 취수하는 상이한 2개 유형 고도처리 정수장(Post Peroxone+GAC, UV/H2O2+GAC F/A)의 고농도 2-MIB (2-Methyl Isoborneol) 대응 결과를 통하여 각 정수장의 산화 공정별 2-MIB 제거 특성을 비교 분석하고 최적 운영 방안을 도출하였다.

방법

Post Peroxone+GAC (Granular Activated Carbon)가 도입된 G정수장과 UV/H2O2+GAC F/A가 도입된 I정수장의 고도산화공정(Advanced Oxidation Process, AOP) 운영 조건에 따른 2-MIB 처리율을 비교 분석하였다. 정수장별 AOP 운영 조건과 2-MIB 제거율의 상관관계를 통하여 최적 약품 주입률 산정식을 도출하고, 각 정수장별 공정 운영 특성을 분석하여 원수 2-MIB 농도 및 용수생산량에 따른 최적 운영 시의 소요 비용과 원단위를 산정하였다. 각 정수장 산화 설비의 성능 평가 결과 및 약품 주입률 산정식을 통해 최적 운영 조건을 도출하였으며, 연계운영을 통한 경제적인 대응 방안을 검토하였다.

결과 및 토의

정수장별 2-MIB 제거율은 G정수장 70~100%, I정수장 50~96%로 나타났다. 2-MIB 제거에 영향을 미치는 운영 조건은 Post Peroxone은 [O3 주입률×접촉시간]과 H2O2/O3, UV/H2O2는 [UV 조사량 × H2O2 주입률]이었다. 각 정수장의 운영비(전력비+약품 구매비) 원단위 비교 결과, I정수장이 G정수장보다 6.6~24.3원/m3 높았다. 이는 UV/H2O2의 H2O2 주입률이 Post Peroxone 대비 11~43배였기 때문인 것으로 사료된다. 각 정수장 산화 설비의 성능평가 결과 및 약품 주입률 산정식을 통해 최적 운영 조건을 도출할 수 있었다. G정수장과 I정수장의 송수관로에는 연계운영을 위한 배관이 설치되어 있어 각 정수장별 용수생산량의 배분이 가능하다. 용수생산량이 동일할 경우, G정수장의 용수생산비율을 높일 때 G정수장의 원단위 상승비용보다 I정수장의 원단위 감소비용이 더 크기 때문에 원단위 절감이 가능함을 확인할 수 있었다.

결론

G정수장의 Post Peroxone+GAC, I정수장의 UV/H2O2+GAC F/A 모두 2-MIB 처리에 효과적임을 확인할 수 있었다. 운영비용의 경우, UV/H2O2가 H2O2의 주입량이 많아 Post Peroxone보다 원단위가 높은 것으로 분석되었다. 각 정수장의 공정별 2-MIB 처리율과 운영비를 고려하여, 정수장별 최적 운영 조건과 연계운영 방안을 도출할 수 있었다.

1. 서 론

최근 기후변화로 인해 한강수계에 남조류가 이상 증식하여 상수원인 팔당호에 고농도의 이취미 물질이 발생하는 사례가 반복되고 있다[1,2]. 이취미를 유발하는 대표적인 물질인 Geosmin과 2-MIB는 주로 남조류(Anabaena, Aphanozomenon, Lyngbya, Oscillatoria, Phornmidium, Planktonthrix, Pseudanabaena 등)에 의해 발생되는 것으로 보고되고 있다[3-8]. Geosmin과 2-MIB는 독성은 없으나, 극미량으로도 냄새와 맛을 유발할 수 있고[9] 수계에 광범위하게 발생하면 수돗물 사용에 불쾌감을 발생시킬 수 있다. 국내에서는 Geosmin과 2-MIB를 2009년에 먹는물 감시항목으로 지정하였으며 기준 농도는 20 ng/L 이하이다.
Geosmin과 2-MIB의 효과적인 처리를 위해 고도정수처리 시설이 도입되고 있다. 고도정수처리 시설은 일반정수처리 공정으로는 완전히 제거되지 않는 맛・냄새 물질, 미량유기 오염물질, 내염소성 병원성 미생물 등을 제거하기 위하여 설치하는 시설을 의미하며(환경부 고도정수처리시설 도입 및 평가지침, 2013년), 2018년 기준 국내에 고도정수처리 공정(막여과 포함)이 도입된 정수장은 개소수 기준 14%(총 484개 중 72개), 시설용량 기준 40%(27백만 m3/일 중 11백만 m3/일)에 이른다(환경부 2018 상수도 통계, 2019년).
맛・냄새 물질 제거를 위한 고도정수처리 공정은 일반적으로 산화와 흡착으로 구성된다. 산화 공정 중 AOP는 상온・상압 하에서 높은 산화력을 가진 OH・을 발생시켜 맛・냄새 물질 등 난분해성 유기물을 효과적으로 처리할 수 있다. AOP는 OH・을 발생시키는 방법에 따라 다양하게 분류될 수 있으며, 국내 정수장에는 Peroxone(O3/H2O2)과 UV/H2O2가 도입・운영 중이다.
국내 대부분의 고도처리 정수장에 도입된 O3은 원생동물인 Giardia에 대한 살균 효율이 높고, 산화력이 강해 맛・냄새 물질 등 유기물을 효과적으로 제거할 수 있다. 또한 H2O2와 병행하여 AOP인 Peroxone으로 운영함으로써[10] 맛・냄새 물질[11,12]은 물론 다양한 유기물질[13,14]의 처리효율을 제고할 수 있다. 그러나 잔류 용존 O3으로 인해 GAC 등의 후속 공정 시설물에 O3 가스가 휘발・농축되어 작업 안전성을 저해할 수 있다[15,16].
UV는 원생동물인 Giardia는 물론 Cryptosporidium에 대한 살균 효율이 높아[17] 유럽 및 북미 지역에서 소독공정으로 활용된다[18]. 또한 UV는 O3 산화나 Peroxone보다 NDMA (N-Nitrosodimethylamine) 처리 효율이 양호하여[19,20], 미국 California의 Orange county 수도국 Water Factory 21[21], San Gabriel Valley 정수장 등에서는 UV 공정을 도입하여 운영하고 있다. H2O2 주입 후 UV를 조사하면 OH・이 발생되어 AOP로 활용할 수 있다. UV/H2O2 역시 맛・냄새 물질[22,23]은 물론 다양한 유기물질[24]을 처리할 수 있다. UV/H2O2는 O3 공정 대비 소요 부지 면적이 작고 설비가 간단하며 O3 가스에 의한 작업 안전성 저해 문제가 없는 장점이 있다. 그러나 O3 기반 공정에 비해 AOP 반응 유도를 위한 H2O2의 주입률이 높아 운영비가 높은 단점이 있다[25]. UV/H2O2는 현재 국내 2개 정수장에서 운영 중이며, 일부 정수장에서 도입을 검토하고 있다.
2015년 이후 한강수계에서는 이취미 물질 중 상대적으로 처리가 더 어려운 2-MIB[26,27]의 농도 및 발생일수가 증가하는 경향을 나타내고 있다. 정수장에서는 2-MIB를 효과적으로 처리하여 수돗물의 품질을 유지해야 하며, 이를 위해서는 고도정수처리 공정의 효율적인 운영이 필요하다. 또한, 정수장에 고도정수처리 공정 도입 시 적용 공법을 선정하기 위해서는 실공정에서의 운영 사례를 비교 분석할 필요가 있다. 본 연구에서는 동일한 취수원에서 원수를 취수하는 상이한 2개 유형의 고도처리 정수장(Post Peroxone+GAC, UV/H2O2+GAC F/A)의 고농도 2-MIB 대응 결과를 통하여 각 정수장의 산화공정별 2-MIB 제거 특성을 비교 분석하고 최적 운영 방안을 도출하였다.

2. 시설 현황 및 연구 방법

2.1. 시설 현황

2.1.1. 정수장 시설 현황

본 연구에서는 동일한 취수원(한강수계 P1취수장)에서 원수를 취수하며 정수장까지의 도달시간이 비슷하여(도수관로 길이 약 53 km, 도달시간 약 20시간) 착수정에서의 수질이 유사하지만, 상이한 고도정수처리 공정이 적용된 경기도 고양시 소재의 2개 정수장(G정수장, I정수장)을 대상으로 하였다. 각 정수장의 정수처리 공정도를 Fig. 1에 나타내었다.
G정수장의 시설용량은 350,000 m3/일로, 현재 운영 가능한 용량은 210,000 m3/일(140,000 m3/일은 장래 도입 예정)이다. 현재 착수정, O3 접촉조, 정수지는 시설용량(350,000 m3/일) 기준으로 설치 완료되었으며, 기타 공정(응집, 침전, 여과, O3 발생, GAC 흡착)의 설비는 장래분 도입 시 추가될 예정이다. 고도정수처리 공정은 산화공정인 Post O3과 흡착공정인 GAC가 도입되었으며, 2017년에 Post Peroxone (O3/H2O2)을 적용할 수 있도록 설비를 개선하였다. G정수장에서는 용존 잔류 O3이 후속 공정인 GAC 흡착지 건물 내에 휘발 및 농축되어 작업 안전성을 저해할 우려가 있다. 이 경우 잔류 O3 제거(quenching) 공정을 운영할 필요가 있다. G정수장에는 H2O2 또는 Na2S2O3를 활용한 quenching 설비가 적용되어 있으나 최근 수돗물 유충 사태로 인해 GAC 시설의 완전 밀폐가 검토되고 있는 바, 본 연구에서는 quenching 공정 운영은 고려하지 않았다.
I정수장의 시설용량은 250,000 m3/일(1단계 150,000 m3/일. 2단계 100,000 m3/일)로, 최초에는 표준정수처리 공정만 도입되었다. 맛・냄새 물질 대응을 위한 고도정수처리 공정 도입 시, 산화 공정은 Pre O3 산화(Pre Peroxone으로 개선 가능)와 UV/H2O2의 2개 공정을 비교하였다. 비교 결과, 운영비용은 더 고가이나 공사비용이 더 저렴하여 20년 운영 시의 종합적인 경제성이 우수하고, 신규 공정 운영을 통한 기술력 확보가 가능한 UV/H2O2를 선정하였다. 흡착 공정은 부지의 추가 확보가 어려워 GAC 흡착지를 신설하지 않고 기존의 여과지를 GAC F/A (Filtration/Adsorption)로 개량하였다. 고도정수처리 공정은 2016년에 1단계 시설에 도입되었으며, 2단계 시설에는 2022년까지 도입을 완료할 예정이다.
각 정수장의 송수관로에는 연계 운영을 위한 관로 및 밸브가 설치되어 있다. 이를 통해 각 정수장에서 생산된 수돗물은 타 정수장의 급수 구역으로 공급할 수 있다.

2.1.2. 고도정수처리 설비 현황

G정수장의 고도정수처리 공정 현황을 Table 1에 나타내었다.
O3은 코로나 방전 방식 발생기로 생산되어(대당 최대 발생량 10.5 kg/h, 2대) side-stream 방식으로 주입된다. O3 접촉지는 2개지로 구성되어 있으며, 총 용량은 3,931 m3이다. Post Peroxone 운영 시에는 O3 주입 전단 지점에 H2O2를 tube pump를 통하여 주입하며 nozzle diffuser를 통하여 혼화된다. 용존 O3은 O3 접촉지 내 3개 지점, 대기 O3 농도는 GAC 흡착지 실내에서 실시간으로 측정된다. Off-gas O3 파괴기는 O3 접촉조에는 열분해식, GAC 흡착지에는 촉매산화식이 적용되었다[16]. O3와 H2O2 주입 및 접촉지 모식도를 Fig. 2에 나타내었다.
GAC는 석탄계로 유효경 0.65 mm이며, 흡착지의 포설심도는 2.4 m, EBCT (Empty Bed Contact Time)는 14.8분으로 총 12개지가 설치되어 있다.
장래분은 2024년 준공 예정으로, O3 발생기 1기와 GAC 흡착지 8개지가 증설될 예정이다.
I정수장의 고도정수처리 공정 현황을 Table 2에 나타내었다.
UV reactor는 2기가 설치되어 있으며, 각 reactor는 6개의 섹션으로 구성되어 있다. UV 램프는 저압고출력(LPHO) 타입으로 1개 섹션당 16개(reactor당 총 96개)가 설치되어 있다. UV 가동전력 범위는 30~100%로 탄력적인 운영이 가능하다. UV/H2O2 반응을 위한 H2O2는 UV 반응조 전단에 tube pump를 통하여 주입하며 nozzle diffuser를 통하여 혼화된다[28]. UV reactor 모식도를 Fig. 3에 나타내었다.
GAC는 석탄계로, 유효경 1.1 mm이며, F/A지의 포설심도는 1.7 m, EBCT는 14.6분으로 총 8개지가 설치되어 있다.
2단계 고도공정 도입시 UV reactor 2기와 H2O2 주입 펌프 및 저장 탱크, F/A지 6개지가 증설될 예정이다.

2.2. 연구방법

2.2.1. 맛・냄새 물질(Geosmin, 2-MIB) 모니터링

맛・냄새 물질 발생 시 정수장에서 적기에 적절히 대응하기 위하여 취수원수와 정수의 Geosmin 및 2-MIB 농도를 주기적으로 모니터링하고 있다. Geosmin 및 2-MIB 농도는 평상시에 월 1회 분석하며, 취수원 조류 개체수 증가시 또는 Geosmin 및 2-MIB 농도 상승 시에는 분석주기를 주 1회~일 2회로 조정한다. Geosmin 및 2-MIB 농도는 먹는물 수질 감시항목 시험방법에 의거하여 분석하였다.

2.2.2. 2-MIB 제거 특성 비교 분석

2017년과 2018년 동절기에 P1 취수원의 2-MIB가 먹는물 감시항목기준(20 ng/L)을 초과하여 고농도로 발생함에 따라(최대 162 ng/L) G정수장과 I정수장에서는 고도정수처리 공정을 강화 운영하여 대응하였다. 본 연구에서는 해당 기간의 정수장 및 공정별로 운영 조건에 따른 2-MIB 제거율과 소요비용 및 원단위를 분석하였다. 또한, 안정적인 2-MIB 처리를 위한 정수장별 산화공정의 최적 운영 조건 도출을 위하여 운영 조건(O3 주입률 및 접촉시간, UV 조사량, H2O2 주입률 등)과 2-MIB 제거율의 상관관계를 분석하였다.

2.2.3. 최적 운영조건 도출

각 정수장 산화 설비의 성능평가 및 약품 주입률 산정식을 통해 최적 운영 조건을 도출하고, 해당 조건 시의 소요 비용 및 원단위를 산정하였다. 또한, G정수장과 I정수장의 연계운영을 통한 경제적인 대응 방안을 검토하였다.

3. 결과 및 고찰

3.1. 원수 수질 모니터링 결과

2010년대(2010년~2019년) 한강수계 P1취수장 맛・냄새 물질 발생 현황을 Fig. 4에 나타내었다.
Geosmin은 2012년에 연간 최고 농도 1,125 ng/L, 먹는물 감시항목 기준(20 ng/L 이하) 이상 발생일수 45일을 기록하였다. 2-MIB는 2015년 최장 발생일수(32일), 2018년 연간 최고 농도(162 ng/L)를 기록하였다. 2018년도 고농도 2-MIB 발생 시에는 취수원 상류댐 비상방류(소양강댐 200 m3/sec, 춘천댐 30 m3/sec, 11/28~12/10)로 맛・냄새 물질의 희석 및 체류시간 저감을 통해 20 ng/L 이상 발생일수를 단축할 수 있었다.
2017년과 2018년 2-MIB 발생시의 G정수장 및 I정수장 원수 수질을 Fig. 5에 나타내었다.
최대 2-MIB 농도는 2017년 40 ng/L, 2018년 160 ng/L를 초과하였다. 2018년에는 2017년보다 수온과 탁도는 높고 pH는 낮은 경향을 보였다. 각 해당 기간 중 탁도와 pH는 큰 변화가 없었으나, 수온은 시간의 경과에 따라 낮아짐을 확인할 수 있었다.

3.2. 정수장 및 공정별 2-MIB 처리 결과

G정수장과 I정수장의 2017년과 2018년 2-MIB 대응 현황을 Fig. 6에 나타내었다.
G정수장(Post Peroxone+GAC)은 O3 주입률 0.5~1.6 mg/L, H2O2 주입률 0.2~0.5 mg/L(H2O2/O3 : 0.3~0.5)로 운영하여 2-MIB를 70~100%, I정수장(UV/H2O2+GAC F/A)은 UV 조사량 413~569 mJ/cm2, H2O2 주입률 4~13 mg/L로 운영하여 2-MIB를 50~96% 제거할 수 있었다.
두 정수장 모두 2-MIB의 먹는물 감시항목 기준(20 ng/L 이하)을 상시 만족할 수 있었다. 이는 각 정수장의 AOP 운영을 통한 OH・의 발생으로 효과적인 2-MIB 처리가 가능했기 때문인 것으로 사료된다.
2017년 고농도 2-MIB 유입 초기에, 고도처리 공정 운영조건 결정을 위해 분석한 공정수 중 2-MIB 농도 및 제거율을 Fig. 7에 나타내었다.
2-MIB는 고도정수처리 공정(Post Peroxone+GAC, UV/H2O2+GAC F/A)을 통해 처리됨을 확인할 수 있었다. 각 정수장의 공정별 제거율(前공정 대비)은 G정수장 Post Peroxone 45~100%, GAC 14~58%, I정수장 UV/H2O2 67~85%, GAC F/A 20~50%로 나타났다.
G정수장의 경우, 해당 시기에 Post Peroxone을 처음 운영함에 따라, O3 및 H2O2 주입률 결정 시행착오로 인해 Post Peroxone을 통한 2-MIB 제거율에 편차가 있었다. 이후 O3 주입률 0.9 mg/L, H2O2 주입률 0.36 mg/L 수준으로 운영함에 따라 전체 공정을 통하여 2-MIB를 86~100% 제거할 수 있었다. I정수장의 경우, 해당 시기의 H2O2 주입률을 유사한 수준(5~7 mg/L)으로 운영하여 UV/H2O2를 통한 2-MIB 제거율의 편차는 적었다. 이를 통하여 AOP 운영 조건이 2-MIB 처리율에 큰 영향을 미침을 확인할 수 있었다.
각 정수장별 GAC의 BV(Bed Volume, GAC 단위 부피당 누적 통수량)는 G정수장 37천~256천 m3/m3(평균 100천 m3/m3), I정수장 35천~54천 m3/m3(평균 44천 m3/m3)였으며, GAC의 흡착성능에 영향을 미치는 요오드 흡착능은 G정수장이 177~1,022 mg/g(평균 719 mg/g), I정수장이 808~821 mg/g(평균 815 mg/g)이었다. G정수장은 2009년 준공 후 GAC를 지속적으로 사용하며 순차적으로 교체 공사를 실시하였기 때문에, 2016년부터 GAC 공정을 운영한 I정수장에 비해 BV값이 크고 요오드 흡착능이 낮으며 각 값의 편차가 큼을 확인할 수 있다. 그러나 GAC에 의한 2-MIB 제거율은 G정수장이 I정수장보다 더 높은 경향을 보이는데, 이는 G정수장의 GAC 층고가 높고(G정수장 2.4 m, I정수장 1.7 m) 선유속이 빠르기(G정수장 250 m/일, I정수장 180 m/일) 때문인 것으로 사료된다. 또한, F/A의 경우 흡착과 탁질 제거를 함께 수행함에 따라 빈번한 역세척이 요구(역세척 주기: G정수장 GAC 360~720 시간, I정수장 GAC F/A 72~96 시간)되므로, 미생물에 의한 생물학적 분해작용도 저하될 수 있을 것으로 예상된다[29].
GAC의 장기간 운전 시 GAC의 표면과 세공에 박테리아가 군집을 형성함으로써, GAC의 흡착기작과 생물학적 분해 기작이 동시에 유발되는 BAC (Biological activated carbon)가 되어 미량 유기물질에 대한 높은 제거능을 나타낼 수 있다[30,31]. 석탄계 BAC에 의한 2-MIB 처리 시, 수온 5℃, 15℃, 25℃에서 EBCT를 20분으로 운영할 경우 2-MIB 제거율이 각각 71.7%, 96%, 99%로 나타난 연구 결과[32]가 있다. 이는 수온 저하 시 생물분해율의 저하가 나타나기 때문인 것으로 판단된다. 본 연구 진행 시기는 수온은 6~9℃인 동절기였음을 고려할 때, 고농도 2-MIB가 하절기에 발생하여 대응할 경우 GAC 공정에 의한 처리 효율은 더 높아질 수 있을 것으로 예상된다. 하절기 고수온시 GAC에 의한 2-MIB 처리 효율은 추후에 연구할 예정이다.

3.3. 각 정수장 AOP별 운영 비용 분석

2017년과 2018년 2-MIB 대응에 따른 각 정수장의 운영 조건은 Table 3과 같다.
2017년과 2018년 2-MIB 대응에 따른 각 정수장의 운영비를 Fig. 8에 나타내었다.
G정수장의 운영비는 O3 발생기 운영을 위한 전력비, O3 원료인 O2 구매비, Post Peroxone 반응을 위한 H2O2 구매비 순으로 나타났다. 특히 전력비와 O2 구매비용은 O3 발생농도에 따라 서로 연계하여 변화하기 때문에, 경제성을 고려하여 최적 O3 발생농도를 결정하여야 한다.
I정수장은 AOP 반응을 위한 H2O2 구매비용이 가장 큰 비중을 차지하였다. UV 설비의 경우 설정 출력에 따라 전력 사용량은 일정한 특징을 갖는다. I정수장에서는 2-MIB 대응 시 UV 설비를 100% 출력으로 운영하여 전력 사용량은 변동이 없었다.
일일 총운영비는 G정수장 486,330~1,003,082원, I정수장 1,357,577~3,696,308원으로 나타났다.
G정수장이 I정수장보다 정수생산량이 40~80% 더 많음을 고려하여 두 공정의 운영비를 비교하기 위한 원단위 분석 결과를 Fig. 9에 나타내었다. 총 원단위는 UV/H2O2가 Post Peroxone 보다 1 m3당 6.6~24.3원 더 높았다. 전력 원단위는 UV/H2O2가 Post Peroxone보다 다소 높은 수준(0.8~2.8 원/m3)이었으나, AOP 반응을 위한 H2O2의 주입률이 11~43배로 높았음을 고려할 때, 높은 UV/H2O2 원단위의 주요한 원인은 H2O2 구매비로 확인되었다. 해당 기간의 2-MIB 제거율이 UV/H2O2보다 Post Peroxone이 다소 높았음을 고려할 때, 동일한 수준의 2-MIB 제거율을 목표로 운영할 경우 두 공정의 원단위 차이는 더욱 커질 것으로 예상된다. UV/H2O2의 2-MIB 제거 특성을 고려할 때, UV 조사량을 높이면 전력비는 상승할 수 있으나 H2O2 주입률은 저감시킬 수 있다. 전력 원단위가 H2O2 원단위보다 저렴함을 고려할 때, UV/H2O2의 경제성을 제고하기 위해서는 UV 조사량을 증가시켜 운영할 필요가 있다.
기존의 표준처리 정수장에 Post O3과 GAC를 증설하는 경우, GAC 처리수를 정수지로 송수하기 위한 중간가압장이 필요할 수 있다. 이 경우 중간가압장 운영을 위한 전력 원단위는 시설 특성(수리단면, 수두차, 용량 등)에 따라 다르지만 약 3~4원/m3 수준이다. G정수장은 설계단계부터 고도처리공정 도입을 고려하였기 때문에 중간가압장이 불필요하나, 중간가압장 운영이 필요하여 전력 원단위가 최대 4원/m3 상승하였다고 가정해도 I정수장보다 총원단위는 저렴하게 산정된다.

3.4. 각 정수장 AOP별 2-MIB 처리 특성 분석 결과

Fig. 10은 G정수장의 O3 주입률과 접촉시간, H2O2와 O3의 비율(H2O2/O3)에 따른 2-MIB 제거효율 분석 결과이다. 정수 2-MIB 농도가 불검출인 경우의 운영 조건은 약품(O3, H2O2)이 과량 주입된 것으로 판단하여 해당 데이터를 배제하고 상관관계를 도출하였다. 2-MIB의 잔류율은 1차 반응에 따라 [O3 주입률×접촉시간]의 값이 클수록 감소하는 경향을 나타내었다. H2O2/O3 역시 Post Peroxone 최적 운영을 위한 중요한 요소로 작용한다. 여러 연구 결과에서 H2O2/O3는 0.2~1.4로 다양하게 제시됨[33]에 따라, 각 정수장에서는 실공정에서의 처리 효율을 고려하여 결정하여야 한다. 2017년과 2018년의 2-MIB 대응 시 다양한 O3 주입률과 H2O2/O3를 적용한 결과, 2-MIB 잔류율은 [O3 주입률×접촉시간] 값이 클수록 감소하는 경향을 나타내었다. 또한, [O3 주입률×접촉시간]과 2-MIB 잔류율 상관관계식의 H2O2/O3별 감소계수는 0.074~0.105 (R2=0.8243~0.9933)로, H2O2/O3 0.4일 때의 효율이 가장 높음을 확인할 수 있었다.
G정수장의 [O3 주입률×접촉시간]과 2-MIB 잔류율 분석을 통하여 다음과 같은 Post Peroxone 약품(O3, H2O2) 주입률 산정식(1)을 도출할 수 있었다.
(1)
PO3=lnMp/MI-0.105×T (at3~12°C)PH2O2=0.4×PO3 (at3~12°C)
where, PO3 : O3 injection for Post Peroxone (mg/L)
MP : target concentration of 2-MIB by Post Peroxone (ng/L)
MI : influent concentration of 2-MIB (ng/L)
T : contact time of O3 (min)
PH2O2 : H2O2 injection for Post Peroxone (mg/L)
Fig. 11은 I정수장의 UV 조사량과 H2O2 주입률에 따른 2-MIB 제거효율 분석 결과이다. UV 조사량(mJ/cm2)은 UV 조사 강도계의 측정값(mW/cm2)×UV 접촉시간(sec)으로 계산하였다.
2-MIB의 잔류율은 1차 반응에 따라 UV 조사량×H2O2 주입률의 값이 클수록 감소하는 경향을 나타내었다.
I정수장의 UV 조사량×H2O2 주입률과 2-MIB 잔류율 분석을 통하여 다음과 같은 H2O2 주입률 산정식(2)를 도출할 수 있었다.
(2)
UH2O2=lnMU/MI-3.668×10-4×UD (at3~12°C)
where, UH2O2 : H2O2 injection for UV/H2O2 (mg/L)
MU : target concentration of 2-MIB by UV/H2O2 (ng/L)
MI : influent concentration of 2-MIB (ng/L)
UD : UV dose (mJ/cm2)
UV dose (mJ/cm2) = UV intensity (mW/cm2)×contact time (sec)
Peroxone을 통한 2-MIB 처리 시 수온 5℃, 25℃에서 O3 주입률 제거율 1.5mg/L로 운영할 경우, 고수온 대비 저수온 시의 2-MIB 제거율이 18~28%p 더 낮게 나타났으며 적정 H2O2/O3도 달라질 수 있다는 연구 결과가 있다[27]. 이는 수온 저하 시 화학반응 속도의 저하가 나타나기 때문인 것으로 판단되며, UV/H2O2 역시 수온의 영향을 받을 수 있을 것으로 예상된다. 본 연구가 이루어진 2017년과 2018년에는 고농도의 2-MIB가 동절기인 11~12월에 주로 발생하였으며 해당 시기의 수온은 3~12℃였다. AOP에 의한 2-MIB 처리율이 저수온 시에 감소함을 고려한다면, 본 연구 결과는 worst case로서 3~12℃ 수온 조건에 적용할 수 있으며 고농도 2-MIB가 하절기에 발생하여 대응할 경우 AOP 공정에 의한 처리 효율은 더 높아질 수 있을 것으로 예상된다. 하절기 고수온시 AOP에 의한 2-MIB 처리 효율 및 최적 H2O2/O3 등은 추후에 연구할 예정이다.
UV에 의해 1몰의 H2O2가 2몰의 OH・로 분해되나, 실공정에서 H2O2의 분해율은 5% 이하 수준이다. 이에 따라 2-MIB 제거를 위해서는 고농도의 H2O2 주입이 필요하며, 주입된 H2O2의 95% 이상은 이후 공정으로 유출된다. 정수장 운영 시 잔류 H2O2가 후속 공정에서 제거되지 않을 경우, 후염소와 반응하여 소독 및 관망 잔류염소 농도 확보에 영향을 미칠 수 있다.
I정수장의 공정별 H2O2 농도를 Fig. 12에 나타내었다. UV/H2O2 후속 공정으로 GAC F/A를 운영할 경우 잔류 H2O2는 대부분 GAC F/A에서 제거됨을 확인할 수 있었다.

3.5. 각 정수장 AOP별 최적 운영방안 도출

3.5.1. G정수장 Post Peroxone

2-MIB 처리를 위한 Post Peroxone 운영 최적화를 위해서는 O3 발생기의 경제적인 운영과 적정 O3 및 H2O2 주입이 필요하다. 2019년 G정수장 기술진단 시 O3 발생기의 성능평가를 실시하여 경제적인 운영 기준을 결정하였으며, 약품 주입률 산정식(1)을 통하여 원수 2-MIB 농도에 따른 적정 O3 및 H2O2 주입률을 도출하였다.
O3 발생기의 성능평가 시 운영 조건 및 결과는 Table 4와 같다.
G정수장 O3 발생기의 O3 발생농도별 소비전력량 분석 결과를 Fig. 13에 나타내었다. 오존 발생량은 최대 생산용량인 10.5 kg/hr로 설정하였으며, O3 발생농도가 증가함에 따라 소비전력량은 지수적으로 증가함을 확인할 수 있었다. O3 발생기의 최대 O3 발생농도는 10.5% 수준이었다.
O3 발생기의 최적 운영 조건은 O3 발생기의 운영 조건별 전력 소비량, 전력비, O2 사용량, O2 구매비를 종합하여 결정할 수 있다. O3 발생농도가 높으면 전력 소비량이 증가하지만 O2 사용량은 감소한다. G정수장 O3 발생기의 O3 발생농도별 전력 및 O2 원단위 비교 분석 결과, 9%의 O3 발생농도가 최적 운영 조건임을 확인할 수 있었다(Fig. 14).
Post Peroxone 약품(O3, H2O2) 주입률 산정식(1)을 활용하여, 원수 2-MIB 농도와 시설 이용률별 최적 약품 주입률을 도출하였다(Fig. 15). 정수의 목표 2-MIB 농도는 K-water 자체 기준인 10 ng/L의 80% 수준인 8 ng/L로 설정하였으며, GAC를 통한 2-MIB 제거율은 前공정의 42%(2017년 평균 제거율 적용)를 적용하였다. 시설 이용률은 현재 시설용량(210,000 m3/일)과 장래분 증설 완료 시의 시설용량(350,000 m3/일) 각각의 80, 100, 120%로 설정하였다.
원수 2-MIB 300 ng/L 유입 시 O3 주입률은 용수생산량에 따라 0.87~2.18 mg/L, H2O2 주입률은 0.35~0.87 mg/L로 산정되었다. 원수의 2-MIB 농도가 동일한 조건에서 시설 이용률이 증가할수록 O3 접촉시간이 짧아져, O3의 주입률은 높아진다. 장래분 도입 시 O3 발생기는 1대가 증설될 예정이나, O3 접촉조는 장래분을 포함하여 건설이 완료된 시설물로 증설은 실시하지 않을 예정이다. 이에 따라, 장래분 도입으로 용수생산량이 증가할 경우, O3 접촉시간이 더욱 단축됨에 따라 O3 주입률은 더 높아질 것으로 예상된다. 따라서 O3 발생기 신규 도입 시, 고농도 2-MIB 발생시에도 정수 목표 2-MIB 농도를 충족할 수 있도록 용수생산량은 물론 O3 주입률을 고려하여 O3 발생기의 용량을 결정하여야 한다.
용수생산량 및 원수 2-MIB 농도별 Post Peroxone 운영 원단위를 Fig. 16에 나타내었다. 전력 및 약품 단가는 2020년 단가를 적용하였다(전력 103.32원/kW, O2 192.2원/kg, H2O2 594원/kg).원수 2-MIB 300 ng/L 유입 시 운영비 원단위(전력비 + O2 구매비 + H2O2 구매비)는 용수생산량에 따라 3.4~8.4원/m3으로 산정되었다. 용수생산량 증가 시 O3 접촉시간이 감소함에 따라 O3 및 H2O2의 주입률이 상승하여 운영 원단위가 증가함을 확인할 수 있었다.

3.5.2. I정수장 UV/H2O2

2-MIB 처리를 위한 UV/H2O2 운영 최적화를 위해서는 UV/H2O2 설비의 경제적인 운영과 적정 H2O2 주입이 필요하다. UV/H2O2 성능을 분석하여 경제적인 운영 기준을 결정하였으며, H2O2 주입률 산정식(2)를 통하여 원수 2-MIB 농도에 따른 적정 H2O2 주입률을 도출하였다.
UV/H2O2 설비의 성능 분석을 위한 운영 조건 및 결과는 Table 5와 같다. 용수생산량은 현재 시설용량인 150,000 m3/일, 원수 2-MIB 농도는 50 ng/L, UV/H2O2 처리를 통한 목표 2-MIB 농도는 15 ng/L를 적용하였다.
UV/H2O2 설비의 최적 운영 조건은 설비 출력별 전력 소비량, 전력비, H2O2 사용량, H2O2 구매비를 종합하여 결정할 수 있다. 설비 출력이 높으면 전력 소비량이 증가하지만 H2O2 사용량은 감소한다. I정수장 UV/H2O2 설비의 출력별 전력 및 H2O2 원단위 비교 분석 결과, 100%의 출력이 최적 운영 조건임을 확인할 수 있었다(Fig. 17).
H2O2 주입률 산정식(2)를 활용하여, 원수 2-MIB 농도와 시설 이용률별 최적 H2O2 주입률을 도출하였다(Fig. 18). 정수의 목표 2-MIB 농도는 K-water 자체 기준인 10 ng/L의 80% 수준인 8 ng/L로 설정하였으며, UV 강도는 100% 출력시의 평균인 25 mW/cm2, GAC F/A를 통한 2-MIB 제거율은 前공정의 34%(2017년 평균 제거율 적용)를 적용하였다. 시설 이용률은 현재 시설용량(150,000 m3/일)과 2단계 도입 완료시의 시설용량(250,000 m3/일) 각각의 80, 100, 120%로 설정하였다. 2단계 도입설비의 대상 유량은 100,000 m3/일로 1단계의 80%이나, UV/H2O2 설비의 2-MIB 제거율 기준이 85%로 상향(기존 70%)됨에 따라 2단계 도입 설비의 UV 출력은 1단계와 유사할 것으로 예상된다. 따라서 H2O2 주입률 도출 시 현재 시설용량 조건에서는 UV 반응조 2개(UV lamp 총출력 192 kW, 접촉용량 28.2 m3), 2단계 도입 완료 시 시설용량 조건에서는 UV 반응조 4개(UV lamp 총출력 384 kW, 접촉용량 56.4 m3)를 적용하였다.
원수 2-MIB 300 ng/L 유입 시 H2O2 주입률은 14~26 mg/L로 산정되었다. 원수의 2-MIB 농도가 동일한 조건에서 시설 이용률이 증가할수록 UV 접촉시간이 짧아져, UV 조사량이 감소함에 따라 H2O2의 주입률은 높아진다. 장래분 도입 시 용수생산량 증가분(80%)보다 설비 증가분(100%)이 더 커, UV 조사량이 현재 대비 약 20% 증가하여 H2O2 주입률은 감소할 수 있을 것으로 예상된다.
용수생산량 및 원수 2-MIB 농도별 UV/H2O2 운영 원단위를 Fig. 19에 나타내었다. 원수 2-MIB 300 ng/L 유입 시 운영비 원단위(전력비 + H2O2 구매비)는 용수생산량에 따라 25~48 원/m3으로 산정되었다. 용수생산량 증가로 UV 접촉시간이 짧아져, H2O2의 주입률이 상승하여 운영 원단위가 증가하는 것으로 판단된다. 다만, 장래분 도입 시 UV 조사량이 증가함에 따라 H2O2 주입률은 감소하여 원단위 절감을 기대할 수 있다.
또한, I정수장 2단계 고도정수처리 설비 도입이 완료된 후에도 용수생산량이 현재 수준(150,000 m3/일)을 유지할 경우, UV 설비는 100% (UV reactor 4기 운영) 가동하여 UV 조사량을 증가시킴으로써 H2O2 주입률을 감소시켜 운영하는 것이 더 경제적일 것으로 예상된다(Fig. 20).

3.6. G정수장-I정수장 연계운영을 통한 용수생산량 배분 방안 검토

UV/H2O2의 운영비 원단위는 Post Peroxone의 4~22배에 이른다. G정수장과 I정수장 송수관로에는 연계운영을 위한 배관이 설치되어 있어 있으며, 각 정수장 송수펌프의 양정 고려 시(G정수장 110m×4대, 80m×4대, I정수장 49m×3대, 53m×6대, 115m×2대) 각 정수장별 용수생산량의 배분이 가능하다. 이에 따라, 고농도 2-MIB 발생 시 G정수장의 용수생산량을 증가시켜 I정수장의 공급지역으로 공급하는 방안을 검토할 필요가 있다.
Fig. 21에 정수장별 용수생산량 배분량에 따른 원단위 분석 결과를 나타내었다. 2개 정수장 모두 장래분 도입이 완료되었을 때의 시설용량을 기준으로 하였다. 2개 정수장의 합산 용수생산량은 400,000~600,000 m3/일, 각 정수장별 이용률은 G정수장 120% 이하, I정수장 40% 이상을 적용하였으며, 원수 2-MIB 200 ng/L, 정수 목표 2-MIB 8 ng/L일로 설정하였다. 동절기 고농도 2-MIB가 발생할 경우, 원수의 탁도는 5 NTU 내외 수준으로 G정수장의 이용률을 증가시켜도 표준 처리 공정 중 혼화-응집-침전 운영에는 문제가 없을 것으로 판단된다. 또한 동절기 저수온, 고pH로 인해 CT 요구값이 상승하여 불활성화비가 감소할 수 있지만 G정수장은 오존 소독을 병행하기 때문에 안정적인 소독능 확보도 가능할 것으로 예상된다. 다만, 여과공정의 경우 여과속도의 증가로 여과지속시간이 단축되어 역세척 주기는 빨라질 수 있다.
용수생산량이 동일할 때, G정수장의 용수생산비율을 높여서 대응할 경우 G정수장의 원단위 상승비용보다 I정수장의 원단위 감소비용이 더 크기 때문에 합산 원단위가 감소함을 확인할 수 있었다.
I정수장의 용수생산량을 감소시킬 경우, UV 접촉시간이 길어져 UV 조사량이 증가하기 때문에 H2O2 주입률이 감소하기 때문이다. 따라서 장래 고농도의 2-MIB가 유입될 경우 G정수장의 시설 부하를 고려하여 용수생산량을 증대시키고 연계운영을 통해 I정수장 급수지역으로 용수를 공급하는 것이 경제적으로 더 유리할 것으로 예측된다. 그러나 G정수장의 이용률을 높여서 운영하는 방식은 G정수장 공정 운영 및 설비에 부하를 유발할 수 있으므로, 장기적으로는 UV 설비의 출력을 증대시키거나, H2O2의 사용량이 상대적으로 적은 중압램프로의 전환, Pre Peroxone 추가 도입 등을 검토할 필요가 있다.

4. 결 론

한강수계의 동일한 취수장에서 원수를 취수하는 경기도 고양시 소재 G정수장(Post Peroxone+GAC) 및 I정수장(UV/H2O2+GAC F/A)의 고농도 2-MIB 대응 결과를 통하여 각 정수장의 산화공정별 2-MIB 제거 특성을 비교 분석하고 최적 운영 방안을 도출한 본 연구의 결론은 다음과 같다.
1) 정수장별 2-MIB 제거율은 G정수장(Post Peroxone+GAC) 70~100%, I정수장(UV/H2O2+GAC F/A) 50~96%로, 먹는물 감시항목 기준(20 ng/L 이하)을 상시 만족할 수 있었다. 2017년 2-MIB 유입 초기에 고도처리 공정 운영 결정을 위해 분석한 공정별 2-MIB 제거율(前공정 대비)은 G정수장 Post Peroxone 45~100%, GAC 14~58%, I정수장 UV/H2O2 67~85%, GAC F/A 20~50%로 나타났다. 2-MIB 제거율은 AOP 운영 조건에 영향을 받음을 확인할 수 있었다.
2) 2-MIB 제거에 영향을 미치는 운영 조건은 G정수장의 Post Peroxone은 [O3 주입률 × 접촉시간]과 H2O2/O3이었으며, I정수장의 UV/H2O2는 [UV 조사량 × H2O2 주입률]로 확인되었다. 각 정수장의 운영 조건과 2-MIB 제거율을 통해 원수 2-MIB 농도 및 용수생산량에 따른 적정 약품 주입률 산정식을 도출할 수 있었다.
3) 2-MIB 대응에 따른 각 정수장의 운영비(전력비+약품비) 원단위를 비교한 결과, I정수장이 G정수장보다 6.6~24.3 원/m3 더 높았다. 이는 UV/H2O2의 과산화수소 주입률이 Post Peroxone 대비 11~43배로 높았기 때문인 것으로 사료된다.
4) 각 정수장 산화 설비의 성능평가 결과 및 약품 주입률 산정식을 통해 최적 운영 조건을 도출할 수 있었다. G정수장 O3 발생기의 경제적 운영을 위한 오존 발생농도는 9%였으며, O3 주입률은 원수 2-MIB 농도와 용수생산량에 따라 0.11~2.18 mg/L, H2O2 주입률은 O3의 40%로 도출되었다. I정수장 UV/H2O2 설비의 경제적 운영을 위한 UV 출력은 100%였으며, H2O2 주입률은 원수 2-MIB 농도와 용수생산량에 따라 3~26 mg/L로 도출되었다. I정수장 2단계 설비 도입 완료 시, 용수생산량이 현재 수준(150,000 m3/일)일 경우에도 UV 설비는 100%(UV reactor 4기 가동) 수준으로 운영하면 전력비는 상승하나 UV 조사량 증가에 따라 H2O2 주입률이 감소하므로 더 경제적인 운영이 가능한 것으로 판단된다.
5) G정수장과 I정수장 송수관로에는 연계운영을 위한 배관이 설치되어 있어 각 정수장별 용수생산량의 배분이 가능하다. 용수생산량이 동일할 때, G정수장의 용수생산비율을 높여서 대응할 경우 G정수장의 원단위 상승비용보다 I정수장의 원단위 감소비용이 더 크기 때문에 합산 원단위가 감소함을 확인할 수 있었다. 다만 이 경우, G정수장 공정 운영 및 설비에 부하를 유발할 수 있으므로, 장기적으로는 UV 설비의 출력을 증대시키거나, H2O2의 사용량이 상대적으로 적은 중압램프로의 전환, Pre Peroxone 추가 도입 등을 검토할 필요가 있다.

Fig. 1.
Schematic diagram of each WTP process.
KSEE-2020-42-12-674f1.jpg
Fig. 2.
Schematic diagram of chemicals (O3, H2O2) injection and contact basin.
KSEE-2020-42-12-674f2.jpg
Fig. 3.
Schematic diagram of UV reactor.
KSEE-2020-42-12-674f3.jpg
Fig. 4.
Geosmin and 2-MIB concentraion at P1 intake facility in Han river.
KSEE-2020-42-12-674f4.jpg
Fig. 5.
Raw water quality at 2017 & 2018 winter season.
KSEE-2020-42-12-674f5.jpg
Fig. 6.
2-MIB treatment status of G WTP & I WTP.
KSEE-2020-42-12-674f6.jpg
Fig. 7.
Status of 2-MIB removal by each WTPs and processes.
KSEE-2020-42-12-674f7.jpg
Fig. 8.
Operating cost of each WTPs for 2-MIB treatment.
KSEE-2020-42-12-674f8.jpg
Fig. 9.
AOP operating unit price of each WTPs.
KSEE-2020-42-12-674f9.jpg
Fig. 10.
2-MIB remain ratio at different Peroxone operating condition in G WTP.
KSEE-2020-42-12-674f10.jpg
Fig. 11.
2-MIB remain ratio at different UV/H2O2 operating condition in I WTP.
KSEE-2020-42-12-674f11.jpg
Fig. 12.
Status of H2O2 concentration of treated water in I WTP.
KSEE-2020-42-12-674f12.jpg
Fig. 13.
Correlation between O3 gas concentration and electric power.
KSEE-2020-42-12-674f13.jpg
Fig. 14.
Operating cost of each O3 generators.
KSEE-2020-42-12-674f14.jpg
Fig. 15.
O3 & H2O2 injection by raw water 2-MIB concentration and water product of G WTP
KSEE-2020-42-12-674f15.jpg
Fig. 16.
Unit price by raw water 2-MIB concentration and water product of G WTP.
KSEE-2020-42-12-674f16.jpg
Fig. 17.
Operating cost of UV/H2O2 facility.
KSEE-2020-42-12-674f17.jpg
Fig. 18.
H2O2 injection by raw water 2-MIB concentration and water product of I WTP.
KSEE-2020-42-12-674f18.jpg
Fig. 19.
Unit price by raw water 2-MIB concentration and water product of I WTP.
KSEE-2020-42-12-674f19.jpg
Fig. 20.
H2O2 injection and Unit price by number of UV reactors operating.
KSEE-2020-42-12-674f20.jpg
Fig. 21.
Unit price by water distribution of G WTP & I WTP
KSEE-2020-42-12-674f21.jpg
Table 1.
Detailed information on advanced treatment process in G WTP.
Classification Contents
O3 generation and injection Generation type Corona discharge
O3 generation capacity 10.5 kg/h × 2 ea
Injection type Side stream
O3 contact basin Specification of basin B 18.0 m × L 18.2 m × H 6.0 m
Quantity 2 ea
Total volume 3,931 m3
O3 monitoring Dissolved O3 Measuring at 3 points in O3 contanct basin
Atmospheric O3 Measuring in GAC adsorption basin
H2O2 injection Pump type Tube pump
Pump capacity 500 mL/min/ea × 2 ea
Mixing type Nozzle diffuser
Off-gas O3 destroyer O3 contanct basin Pyrolysis
GAC adsorption basin Catalytic oxidation
GAC Effective diameter 0.65 mm
Depth of GAC 2.4 m
Specification of basin B 5.0 m × L 15.0 m (75 m2/ea)
Quantity 12 ea
Table 2.
Detailed information on advanced treatment process in I WTP.
Classification Contents
UV reactor Specification of reactor B 1.876 m × L 8.230 m × H 1.994 m
Quantity 2 ea
UV contact volume 14.1 m3/reactor
Flow per reactor 78,750 m3/day/reactor
UV lamp Input power per lamp 1.0 kW (@253.7 nm)
Lamp type Low-Pressure High-Output
Number of lamps 96 ea per reactor (16 ea/section × 6 section)
Power level 30% to 100%
H2O2 injection and storage Pump type Tube pump
Pump capacity 1,000 mL/min/ea × 3 ea
Storage tank 10 m3/ea × 2 ea, 30 m3/ea × 2 ea
GAC F/A Effective diameter 1.1 mm
Depth of GAC 1.7 m
Specification of basin B 4.85 m × L 11.5 m × 2 cells (111.55 m2/ea)
Quantity 8 ea
Table 3.
Operating conditions of each WTPs for 2-MIB treatment.
G WTP I WTP
Water production (m3/day) 192,033~238,890 127,710~145,710
O2 consumption (kg/day) 1,469~2,925 -
O2 unit price (KRW/kg) 138.6 (2017y), 146.1 (2018y) -
H2O2 consumption (kg/day) 109~314 1,535~4,823
H2O2 unit price (KRW/kg) 550 (2017y), 660 (2018y)
Electric power consumption (kWh/day) 1974~5475 4,968
Electric power unit price (KRW/kWh) 103.32
Table 4.
O3 generators operating conditions and results for performance test.
O3 generator 1 O3 generator 2
O3 concentration (%) 6.0 7.1 8.1 9.3 9.9 10.6 6.0 7.0 7.9 9.0 9.9 10.4
O3 production (kg/hr) 10.3 10.6 10.6 12.2 11.7 11.0 10.3 10.3 10.4 11.4 11.4 10.9
Electric power consumption (kWh) 68 75 87 117 130 157 65 72 83 107 131 148
Electric power unit cost (KRW/kWh) 103.32
O2 consumption (kg/hr) 172 149 131 131 118 104 172 148 132 127 115 105
O2 unit cost (KRW/kg) 173.91
Table 5.
UV/H2O2 facility operating conditions and results for performance test.
UV facility output (%) 30 50 70 100
UV intensity (mW/cm2) 7.5 12.5 17.5 25.0
UV dose (mJ/cm2) 122 203 284 406
Electric power consumption (kWh) 73 111 149 207
Electric power unit cost (KRW/kWh) 103.32
H2O2 consumption (kg/day) 11,887 7,132 5,094 3,566
H2O2 unit cost (KRW/kg) 660

References

1. D. H. Rhew, K. A. You, M. S. Byeon, S. J. Youn, S. J. Hwang, Growth characteristics of blue-green algae (Anabaena spiroides) causing tastes and odors in the North-Han River, Korea, Korean J. Ecol. Environ., 46, 135-144(2013).

2. National Institute of Environmental Research, Physiological and Ecological Characteristics of Algae in the Lake Paldang(I), National Institute of Environmental Research, 62, (2014).

3. H. G. Peterson, S. E. Hrudey, I. A. Cantin, T. R. Perley, S. L. Kenefick, Physiological toxicity, cell membrane damage and the release of dissolved organic carbon and geosmin by Aphanizomenon flos-aquae after exposure to water treatment chemicals, Water Res., 29(6), 1515-1523(1995).
crossref
4. N. Sugiura, O. Nishimura, Y. Inamor, T. Ouchiyama, R. Sudo, Grazing characteristics of musty-odor-compoundproducing Phormidium tenue by a microflagellate, Water Res., 31(11), 2792-2796(1997).
crossref
5. G. Izaguirre, W. D. Taylor, A pseudanabaena species from Castaic Lake, California, that produces 2-methylisoborneol, Water Res., 32(5), 1673-1677(1998).
crossref
6. N. Sugiura, K. Nakano, Causative microorganisms for musty odor occurrence in the eutrophic Lake Kasumigaura, Hydrobiologia., 434, 145-150(2000).

7. I. M. K. Saadoun, K. K. Schrader, W. T. Blevins, Environmental and nutritional factors affecting geosmin synthesis by Anabaena sp. Water Res., 35(5), 1209-1218(2001).
crossref
8. P. V. Zimba, C. C. Grimm, C. P. Dionigi, C. R. Weirich, Phytoplankton community structure, biomass, and off-flavor: pond size relationships in Louisiana catfish ponds, J. World Aquacult. Soc., 32(1), 96-104(2001).
crossref
9. H. W. Paerl, D. F. Millie, Physiological ecology of toxic aquatic cyanobacteria, Phycologia., 35(6), 160-167(1996).
crossref
10. S. Nakayama, K. Esaki, K. Namba, Y. Taniguchi, N. Tabata, Improved ozonation in aqueous systems, Ozone Sci. Eng., 1(2), 119-131(1979).
crossref
11. D. W. Ferguson, M. J. Mcguire, B. Kochi, R. L. Wolfe, E. M. Aieta, Comparing peroxone and ozone for dontrolling taste and odor compounds, disinfection by products, and microorganisms, J. AWWA., 82(4), 181-191(1990).
crossref
12. H. J. Lee, H. J. Son, J. S. Roh, S. W. Lee, K. W. Ji, P. J. Yoo, L. S. Kang, Oxidation of geosmin and 2-MIB in water using O3/H2O2 : kinetics evaluation, J. Korean Soc. Environ. Eng., 29(7), 826-832(2007).

13. J. H. Suh, M. Nohseni, A study on the relationship between biodegradability enhancement and oxidation of 1,4-dioxane using ozone and hydrogen peroxide, Water Res., 38(10), 2596-2604(2004).
crossref
14. C. Baus, M. Sona, H. J. Brauch, Ozonation and combined ozone/H2O2, UV/Ozone and UV/H2O2 for treatment of fuel oxygenates MTBE, ETBE, TAME and DIPE from water, in Proceedings of 4th IWA Oxidation Technology Conference for Water and Wastewater Treatment, Goslar, Germany(2006).

15. M. Kwon, S. Kim, Y. Ahn, Y. Jung, W. H. Joe, K. Lee, J. Kang, Remval of residual ozone in drinking water treatment using hydroxide and sodium thiosulfate, J. Korean Soc. Water Wastewater., 29(4), 481-491(2015).
crossref
16. J.-I. Park, Y. Lee, K.-A. Jang, T.-H. Kim, C. Park, J.-H. Yoo, A study in the optimization about Peroxone (O3/H2O2-AOP)-quenching process in G water treatment plant for 2-MIB treatment and residual ozone removal, J. Korean Soc. Environ. Eng., 41(12), 703-715(2019).
crossref
17. USEPA, Long Term 2 Enhanced Surface Water Treatment Rule USEPA(2006).

18. USEPA, Ultraviolet Disinfection Guidance Manual(UVDGM) for Final Long Term 2 Enhanced Surface Water Treatment Rule USEPA(2006).

19. C. Lee, J. Yoon, U. V. Gunten, Oxidation degradation of N-nitrosodimethylamine by conventional ozonation and the advanced oxidation process ozone/hydrogen peroxide, Water Res., 41(3), 581-590(2007).
crossref
20. W.-Y. Song, S.-W. Chang, Effective treatment of N-nitorosodimethylamine using advanced oxidation process (UV process) and toxicity evaluation, J. Korean Soc. Water Qual., 25(1), 25-95(2009).

21. S.-H. Kim, L. J. Yoo, NDMA; new challenge, J. Korean Soc. Environ. Eng., 24(4), 743-746(2002).

22. J. Sohn, S. Park, E. Jung, Removal of taste and odor causing compounds in drinking water using pulse UV system, J. Korean Soc. Water Wastewater., 26(2), 219-228(2012).
crossref
23. Y.-S. Ahn, D.-J. Yang, S.-H. Chae, J.-L. Lim, K.-H. Lee, Characteristics of disinfection and removal of 2-MIB using pulse UV lamp, J. Korean Soc. Water Wastewater., 23(1), 69-75(2009).

24. C. Park, S. Seo, I. Cho, Y. Jun, H. Ha, T.-M. Hwang, Degradation of residual pharmaceuticals in water by UV/H2O2 advanced oxidation process, J. Korean Soc. Water Wastewater., 33(6), 469-480(2019).
crossref
25. K. Jang, C. Park, Y. Yi, J. Park, A comparative study on actual performances of the water treatment plant with O3-AOP+GAC process and the other plant with UV-AOP+F/A process, KSWST Jour. Wat. Treat., 26(5), 129-141(2018).
crossref
26. L. Ho, J. P. Croue, G. Newcombe, The effect of water quality and NOM character on the ozonation of MIB and geosmin, Water Sci. Technol., 49(9), 249-255(2004).
crossref
27. S. Shin, J. Jung, A study on removal of geosmin and 2-MIB casing compounds by Peroxone/GAC process according to water temperature and NaOH concentration, KSWST Jour. Wat. Treat., 24(5), 153-163(2016).
crossref
28. J.-I. Park, Y. Lee, K.-H. Kim, T.-H. Lee, C.-J. Park, J.-H. Yoo, A prediction on the improvement of disinfection efficiency and optimal operation of residual chlorine on water distribution line by application of UV process in I WTP, J. Korean Soc. Environ. Eng., 41(11), 597-610(2019).
crossref
29. Y. Kim, Removal characteristics of geosmin by advanced water treatment process around the Han river water supply system University of Seoul pp. 55-56(2014).

30. H. J. Son, S. J. Yoo, J. S. Roh, P. J. Yoo, Biological activated carbos (BAC) process in water treatment, J. Korean Soc. Environ, Eng., 31(4), 308-323(2009).

31. S. M. Korotta-Gamage, A. Sathasivan, A review: potential and challenges of biologically activated carbon to remove natural organic matter in drinking water purification process, Chemosphere., 167, 120-138(2017).
crossref
32. D.-M. Son, H.-J. Son, H.-J. Lee, L.-S. Kang, Removal of geosmin and 2-MIB using biological activated carbon process, J. Korean Soc. Water Wastewater., 23(2), 189-198(2009).

33. H. J. Son, H. S. Yoon, J. H. Bin, Peroxone(O3/H2O2) process in drinking water treatment, J. Korean Soc. Environ. Eng., 32(3), 296-308(2010).

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