POLITECNICO DI MILANO

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1 POLITECNICO DI MILANO D.I.IA.R. - Sezione Ambientale DIPARTIMENTO DI ENERGETICA CONTRATTO DI RICERCA LURA AMBIENTE SRL ANALISI DI FATTIBILITÀ PRELIMINARE DELLA DIGESTIONE ANAEROBICA DI FANGHI E FRAZIONE ORGANICA DEI RIFIUTI RELAZIONE FINALE PROF. L. BONOMO - PROF. S. CONSONNI CON LA COLLABORAZIONE DI: PROF. R. CANZIANI ING. E. FICARA PROF. F. MALPEI ING. S. NAPOLETANO DATA LUGLIO 2006 APPROVATO RELAZIONE N

2 SINTESI E CONCLUSIONI INTRODUZIONE ED OBIETTIVI DEL LAVORO DOCUMENTAZIONE ESAMINATA ED INCONTRI EFFETTUATI DIGESTIONE ANAEROBICA COMBINATA DELLA FORSU: STATO DELL ARTE Tipologia di digestori A semi-secco Senza ritenzione della biomassa Parametri di dimensionamento e criteri di progetto per i digestori anaerobici Le caratteristiche chimico-fisiche della FORSU (e degli altri co-substrati) e rese di conversione Composizione del biogas, dei surnatanti e del materiale digerito Sistemi di conversione energetica del biogas e pretrattamenti richiesti Regime normativo e tariffario per la cessione di energia elettrica prodotta da fonte rinnovabile Casi di specie DESCRIZIONE DELL ATTUALE IMPIANTO DI CARONNO E SINTE- SI DEI PARAMETRI OPERATIVI Linea acque Linea fanghi Linea biogas (Figura 4.1) Conclusioni e raccomandazioni dello studio del Dati operativi attuali e criticità VERIFICHE DI PROCESSO SULLA PROPOSTA DI CO-DIGESTIONE SOTTOPOSTA A LURA AMBIENTE SRL ANALISI DI ALTERNATIVE TECNICHE DI DIGESTIONE FANGHI PRIMARI E FORSU Bilanci (massa, flussi, biogas) del processo di co-digestione Descrizione ed adeguamenti tecnico-impiantistici richiesti Potenzialità di conferimento Stoccaggio e pre-trattamento Dimensionamento dell'impianto di pretrattamento Descrizione sommaria delle opere necessarie per il pretrattamento della FORSU e per lo stoccaggio e l alimentazione della miscela fanghi + FORSU ai digestori Alimentazione e miscelazione del digestore Sezione di disidratazione Essiccamento termico Tipologie di essiccatori Criteri di sicurezza contro le esplosioni Tecnologia dell'essiccamento indiretto a film sottile Dati per il dimensionamento dell'essiccatore

3 6.2.5 Trattamento delle acque derivanti dall ispessimento, disidratazione ed essiccamento dei solidi digeriti Ipotesi di calcolo ANALISI DI ALTERNATIVE DI IMPIEGO DEL BIOGAS Alternative di utilizzo del biogas Confronto tra la combustione in caldaia e la cogenerazione Utilizzo del calore cogenerato dai motori alternativi Utilizzo di gasolio per l essiccamento dei fanghi rimanenti Utilizzo di combustibili alternativi al gasolio per l essiccamento Calore disponibile per teleriscaldamento Descrizione ed adeguamenti tecnico-impiantistici richiesti Motori cogenerativi Trattamento del syngas Gasometro Essiccatore Bilanci Energetici Ipotesi adottate per l analisi Disponibilità di biogas Energia termica richiesta dai digestori primari Funzionamento dei motori cogenerativi Essiccamento dei fanghi Andamento settimanale dell utilizzo del biogas nell impianto cogenerativo Gestione giornaliera dell impianto cogenerativo Prestazioni annue dell impianto cogenerativo SCENARI PER LE VALUTAZIONI ECONOMCHE VALUTAZIONI ECONOMICHE DI MASSIMA Costi investimento Costi e ricavi di gestione APPENDICE: Flussi di cassa BIBLIOGRAFIA CITATA

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5 SINTESI E CONCLUSIONI Il presente studio prende in considerazione la proposta recentemente pervenuta a Lura Ambiente SpA di adeguare l attuale impianto di depurazione di Caronno Pertusella per renderlo in grado di accogliere flussi di FORSU (Frazione organica dei rifiuti solidi urbani) ottenuti mediante raccolta separata alla fonte per un quantitativo annuo di t. Tale proposta si basa essenzialmente sull ipotesi di una diversa utilizzazione dei digestori già attualmente disponibili, ritenuti maggiormente caricabili in termini di sostanza organica, al fine di incrementare la produzione di biogas e quindi di energia e- lettrica, con vantaggi economici resi più significativi dall acquisizione dei relativi certificati verdi. La proposta sopra citata prevede la realizzazione di uno stadio di pretrattamento della FORSU per eliminare le componenti non compatibili e per conferire alla frazione organica pezzatura ed umidità (89%) ritenute idonee al successivo processo di digestione. La sospensione in tal modo ottenuta veniva quindi alimentata ad uno solo dei due digestori primari esistenti, mantenendo l altra unità al servizio dei fanghi primari e secondari prodotti dalle linee di depurazione delle acque reflue. Il digestore secondario manteneva le sue attuali funzioni ricevendo i flussi in uscita da entrambe le unità primarie. La produzione di energia in tal modo ottenibile su di un unico motore di nuova installazione veniva quantificata in circa kwh giorno -1 su 300 giorni anno -1. Dopo digestione, la sospensione veniva disidratata mediante centrifugazione con previsione di smaltimento presso un impianto di compostaggio. Gli aspetti economici della proposta, esposti nella documentazione a noi fornita, erano quantificati nei termini seguenti: investimenti per ; costo annuo di gestione, comprensivo degli ammortamenti, ; ricavi dalla vendita dell energia ; ricavi corrispondenti al conferimento della FORSU nell ipotesi di un costo unitario di 50 t -1, con un conseguente avanzo di gestione di anno -1. Il pareggio di gestione sarebbe stato comunque conseguito per un costo unitario di conferimento pari a 44,5 t -1. La verifica condotta sulla proposta ha messo in evidenza alcuni aspetti di criticità tecnica con riferimento, soprattutto, ai carichi volumetrici alimentati al digestore dedicato alla FORSU ed alle concentrazioni di sostanza secca in esso mantenute, pur in assenza di qualsiasi intervento di potenziamento degli attuali digestori. Appariva inoltre una situazione di squilibrio tra le due linee di digestione primaria, risultando quella dedicata ai fanghi di depurazione assai meno caricata. Nel considerare diverse alternative di ricevimento della FORSU, nel presente studio si è ritenuto non si potesse prescindere da una riconsiderazione anche delle attuali condizioni di funzionamento dell impianto di depurazione acque. E ciò per tre motivi principali: sussiste comunque la necessità di una serie di interventi sulle linee esistenti, già peraltro evidenziati in un precedente studio del 2003, alcuni dei quali hanno dirette ed importanti ricadute sulle condizioni di marcia dei digestori. Tra di essi: il potenziamento della sezione di grigliatura per evitare l apporto di materiale grossolano nei fanghi primari; diverse modalità di pre-ispessimento dei fanghi per aumentarne la siccità e per consentire più adeguati tempi di residenza in digestione; potenziamento della fase di filtrazione terziaria oggi sottodimensionata rispetto alla portata alimentata all impianto. la digestione della FORSU produrrà un notevole aumento dei carichi inquinanti contenuti nei surnatanti e con essi ricircolati alla linea acque. Si ricorda al riguardo che lo studio del 2003 aveva evidenziato l opportunità di un maggior dimensionamento 1

6 della fase di denitrificazione (ma non in quella di nitrificazione), pur in assenza di FORSU. A maggior ragione questo aspetto deve ora essere considerato alla luce delle più gravose condizioni di alimentazione. La nuova normativa regionale, entrata in vigore quest anno, prescrive nuovi e più stringenti limiti allo scarico, anche in considerazione dell appartenenza del territorio servito al bacino del Po considerato area sensibile. Per gli impianti di potenzialità superiore ai AE viene richiesto, a partire dalla fine del 2008, la defosfatazione fino ad 1 mgp L -1 e la denitrificazione fino a 10 mgn L -1. In una prospettiva più lontana (fine 2016) saranno anche ristretti i limiti per il BOD, per il COD e per i solidi sospesi, portandoli rispettivamente a 10, 60 e 15 mg L -1 Lo schema di processo di seguito considerato deriva dalle esperienze finora maturate in questo settore, assumendo parametri di dimensionamento cautelativi, tenuto conto della tecnologia non ancora pienamente consolidata sull argomento. Qualora Lura Ambiente SpA intendesse procedere in questa direzione, potrà eventualmente essere condotta una sperimentazione di verifica per le specifiche condizioni dell impianto nella prospettiva di condizioni di carico più elevate rispetto a quelle di seguito assunte. La soluzione adottata comprende una stima economica dei costi di investimento ed un bilancio di esercizio limitato alla linea fanghi e FORSU, comprensiva della parte energetica, e della depurazione necessaria per le acque surnatanti. E stato anche condotto un confronto rispetto alla situazione presente, considerando tuttavia non le attuali produzioni di fango, ma quelle prevedibili per il futuro come conseguenza degli adeguamenti che risulteranno comunque necessari per le motivazioni sopra esposte, in particolare per quanto riguarda la defosfatazione chimica. Gli stessi quantitativi di fango sono peraltro stati assunti nella soluzione che prevede il trattamento della FORSU. E stata individuata una soluzione basata sui seguenti punti: Limitazione dei quantitativi iniziali di FORSU da trattare a t anno -1 (in luogo delle t anno -1 della proposta originaria) al fine di ricondurre le condizioni di carico della digestione su parametri di cautela; possibilità comunque di aumentare tale quantitativo fino al valore originario ove il comportamento dei digestori lo consentisse; Conferimento della FORSU dall esterno in orario diurno e suo stoccaggio in celle collocate all interno di un capannone coperto e deodorizzato da cui il materiale viene quindi ripreso mediante pala gommata per alimentare le linee di pretrattamento; Pretrattamento della FORSU comprendente fasi di lacerazione sacchi e triturazione, deferrizzazione magnetica, separazione ad umido delle frazioni non digeribili e stoccaggio finale. Per la diluizione della FORSU vengono utilizzati i fanghi primari di depurazione, essendo previsto un trattamento di co-digestione (di cui al punto successivo). Il pretrattamento è condotto su due linee in parallelo operanti su di un solo turno, essendosi ritenuto opportuno evitare, almeno in fase iniziale, il lavoro notturno. E in tal modo anche possibile assicurare flessibilità all impianto a fronte di fuori esercizio o di aumento dei quantitativi di FORSU da trattare. Qualora in futuro si e- videnziasse la possibilità di aumentare il carico sui digestori, fino a trattare t anno -1 di FORSU, la potenzialità delle linee potrà essere accresciuta prolungando l orario lavorativo ed installando una fase di centrifugazione finale per accrescere la concentrazione della torbida inviata alla digestione. Digestione congiunta della FORSU pretrattata e dei fanghi primari di depurazione mediante un processo di co-digestione condotto su entrambi i digestori primari operanti in parallelo. La concentrazione di sostanza secca (SS) nella torbida in alimentazione ai digestori è stata inizialmente limitata a 65 kgss m -3 (6,5%). Tenuto conto della volatilizzazione di parte della sostanza organica che si determina nel corso del 2

7 processo, la concentrazione media di sostanza secca nei digestori primari risulta pari a 44 kgss m -3 (4,4%). Si è ritenuto comunque necessario adeguare il sistema di miscelazione dei reattori, sostituendo la attuali lance di ricircolo del biogas con miscelatori meccanici. Tale sistema renderà possibile il corretto funzionamento dei digestori anche qualora in futuro la concentrazione in alimentazione dovesse essere aumentata fino a 90 kgss m 3 (9,0%) in conseguenza dei maggiori carichi applicati. Esclusione dalla digestione dei fanghi sia secondari che terziari in ragione del sufficiente livello di stabilizzazione che li caratterizza già in uscita dalla linea acque e dell irrilevante contributo che potrebbero portare alla produzione di biogas a fronte di un netto aumento delle portate e quindi dei carichi idraulici; tali fanghi verranno quindi direttamente sottoposti a disidratazione mediante centrifugazione. Trattamento dei surnatanti, ricchi di inquinanti organici e di nutrienti, su una linea dedicata prima della re-immissione nella linea acque evitando quindi su di essa significativi carichi aggiuntivi; è stato preso in considerazione un processo in sequenza di fasi (SBR) comprendente nitrificazione e denitrificazione biologica (con aggiunta di substrato organico dall esterno). Tenuto conto delle temperature relativamente elevate che caratterizzano i surnatanti di digestione potrà essere valutata, previa sperimentazione, la possibilità di arrestare l ossidazione dell ammoniaca a nitrito poi direttamente denitrificato, con conseguenti risparmi di energia per l aerazione e di apporti di carbonio esterno. Per i fosfati è prevista una precipitazione chimica da effettuarsi con modalità che dovranno essere valutate soprattutto in funzione delle concentrazioni attese. Ispessimento della torbida in uscita dai digestori primari nel digestore secondario. Successiva disidratazione per centrifugazione fino ad una siccità dell ordine del 30%. La fase di disidratazione in questo nuovo scenario richiederà l acquisizione di una nuova centrifuga, dedicando le apparecchiature oggi disponibili alla disidratazione dei fanghi secondari e terziari. Utilizzo dell intera produzione di biogas per l alimentazione dei motori elettrici con cessione all esterno dell intera produzione di energia, in modo da massimizzare il vantaggio economico connesso ai certificati verdi; sono installati 2 motori da 525 kw con una produzione prevista di quasi kwh anno -1. L energia termica a bassa temperatura associata alla produzione di elettricità (recupero di calore da acqua e olio dei motori) viene utilizzata per mantenere i digestori in condizioni mesofile alla temperatura di 34 C; la frazione ad alta temperatura (recupero di calore dai gas di scarico dei motori) viene invece utilizzata per essiccare i fanghi. La fornitura di calore ad utenze esterne comporterebbe risultati economici meno interessanti, e non è stata quindi considerata. Essiccamento di tutti i fanghi prodotti dalla depurazione acque e dal trattamento della FORSU in un unità di tipo indiretto, utilizzando come fonte di calore i gas scaricati dai motori, che coprono all incirca un quarto del fabbisogno totale di calore per l essiccamento, e gasolio, che copre i restanti tre quarti del fabbisogno. Il gasolio viene alimentato ad una nuova caldaia asservita al funzionamento dell essiccatore fanghi. L essiccatore mette a disposizione quantità significative di calore di scarto a bassa temperatura: oltre 1 MW termico a C, continuativamente per tutto l anno. In questa sede si è ipotizzato di utilizzare questo calore per il riscaldamento e la produzione di acqua igienico-sanitaria per le palazzine Lura Ambiente, che tuttavia ne possono assorbire una quota assolutamente minoritaria (circa il 3%). La quota in eccesso potrebbe essere esportata ad utenze termiche limitrofe (per esempio il centro sportivo) attraverso una piccola rete di teleriscaldamento. Tale eventuale e- sportazione di calore non altera le considerazioni qui illustrate e potrà essere considerata successivamente. 3

8 La scelta di inserire l essiccamento, non compresa nella soluzione originaria del proponente, è stata ritenuta opportuna in considerazione delle difficoltà e dei costi che potrebbero incontrarsi per lo smaltimento del materiale digerito e solo disidratato, destinati presumibilmente a crescere in futuro. Al riguardo, l alternativa di un compostaggio finale aerobico, comunque necessario prima di un eventuale impiego agricolo, è stata ritenuta difficilmente proponibile e del caso solo con una realizzazione in loco. L investimento necessario per le opere sopra descritte è stato valutato in (IVA esclusa), con esclusione delle spese tecniche e delle restanti somme a disposizione dell Amministrazione. A tale importo concorrono di competenza dell essiccamento, non compreso nella soluzione del proponente. E stato redatto il bilancio di gestione relativo alle linee sopra descritte, comprensivo dei ricavi connessi alla vendita dell energia ed al ritiro della FORSU e dei costi di esercizio, compreso lo smaltimento finale del prodotto essiccato. In tale bilancio sono esclusi gli ammortamenti. I costi restano superiori ai ricavi in misura di circa anno -1. Una corretta valutazione della convenienza economica dell intervento va tuttavia riferita ad un confronto con i costi che l Amministrazione dovrebbe comunque sostenere per il trattamento e lo smaltimento dei fanghi di depurazione, comunque necessari a prescindere dalle decisioni che saranno assunte in materia di FORSU. Come già ricordato, tale confronto va correttamente condotto non per le attuali produzioni di fango ma per quelle che prevedibilmente risulteranno a seguito degli adeguamenti di cui già si è ricordata la necessità. Da tale confronto emerge un vantaggio economico (in termini di pura gestione, con e- sclusione degli ammortamenti) della soluzione con co-digestione ed essiccamento, quantificabile in circa anno -1. Tenendo conto anche degli oneri di investimento, per una vita utile dell impianto di 15 anni e con un tasso di attualizzazione al netto dell inflazione pari al 3%, si ottiene un vantaggio globale per il periodo indicato, rispetto alla soluzione senza co-digestione ed essiccamento, di circa Relativamente alle valutazioni economiche presentate si ritiene opportuno evidenziare i seguenti aspetti: Nei bilanci sono stati assunti costi per il gasolio e per lo smaltimento fanghi e ricavi per la ricezione della FORSU ed i certificati verdi riferiti alla situazione odierna con le conseguenti incertezze per la futura evoluzione; I ricavi conseguenti la vendita dell energia derivano in misura significativa dal valore dei certificati verdi la cui erogazione, allo stato della normativa, decadrà dopo otto anni di esercizio; in loro assenza il vantaggio economico si ridurrebbe a circa anno -1 ; I bilanci sono stati condotti nell ipotesi di poter trattare t anno -1 di FORSU e si modificherebbero positivamente in misura sensibile qualora si potesse aumentare tale quantitativo verificando la possibilità di applicazione di un maggior carico volumetrico sui digestori. L essiccamento di tutti i fanghi richiede rilevanti consumi di gasolio, con conseguenti emissioni di gas serra, che limitano i vantaggi ambientali dell intervento. I- noltre, il consumo di gasolio espone la redditività dell investimento alle variazioni del costo dei combustibili: per gli attuali prezzi di smaltimento dei fanghi, esso risulta conveniente fintantoché il costo del gasolio è inferiore a circa 1,4 /l, un valore in effetti non tanto lontano da quelli raggiunti recentemente. Va peraltro tenuto conto, nel bilancio ambientale complessivo, del considerevole beneficio derivante dal mancato smaltimento dei fanghi in discarica. Dal punto di vista energetico, inoltre, van- 4

9 no considerate le potenzialità connesse al fango essiccato, di notevole potere calorifico, che potrà trovare utilizzazione in utenze esterne, in sostituzione di fonti fossili. La possibilità di utilizzare combustibili alternativi al gasolio risulta sicuramente attraente, poiché comporta una significativa riduzione dei costi annui di gestione rispetto a quanto indicato cautelativamente in questo studio. La valutazione economica di tale opzione dovrà considerare sia la riduzione dei costi di gestione sia, ovviamente, i costi per l allacciamento alla rete di distribuzione del gas e l adeguamento dell impianto esistente. Una soluzione intermedia sarebbe quelle di essiccare i fanghi solamente per la frazione che può essere coperta dal calore recuperabile dai motori, ovvero circa un quarto del totale. Ciò manterrebbe tuttavia la dipendenza da siti per lo smaltimento dei fanghi non essiccati, oltre che ritorni economici inferiori, perlomeno per l attuale scenario dei prezzi. L utilizzo della grande quantità di calore a bassa temperatura messa a disposizione dall essiccatore potrebbe in qualche modo compensare l handicap di sostenibilità del grande consumo di gasolio. A tal fine, nel caso si proceda effettivamente con l installazione dell essiccatore è opportuno valutare approfonditamente questa ipotesi. 5

10 1. INTRODUZIONE ED OBIETTIVI DEL LAVORO L impianto di Caronno Pertusella presenta uno schema di processo di tipo biologico tradizionale a fanghi attivi, con nitrificazione e pre-denitrificazione, sedimentazione primaria, filtrazione finale e digestione anaerobica dei fanghi. Questa è costituita da due digestori anaerobici primari del volume di m 3 ciascuno, operanti in parallelo, riscaldati e miscelati con insufflazione di biogas in pressione. A valle di questi, vi è un digestore secondario di volume inferiore (2.000 m 3 ), non riscaldato né miscelato, con funzione di accumulo del fango. Lura Ambiente SpA ha affidato al Politecnico il programma di ricerca "Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e frazione organica dei rifiuti (FORSU) nell impianto di Caronno Pertusella" avente lo scopo di valutare in via preliminare la fattibilità della co-digestione della frazione organica dei rifiuti solidi urbanui (FORSU) insieme ai fanghi nei digestori anaerobici esistenti, di cui questo documento costituisce la relazione conclusiva. I responsabili del progetto erano, per la parte ambientale, il prof. Luca Bonomo del Dipartimento IIAR e, per la parte energetica, il prof. Stefano Consonni del Dipartimento di Energetica. La necessità di effettuare questa analisi di fattibilità era maturata anche a seguito della presentazione a Lura Ambiente, da parte di una società (nel seguito indicata come Proponente), di una ipotesi progettuale di adeguamento degli esistenti digestori al fine di trattare una quantità annua di t di FORSU. Oltre alla verifica di questa proposta, nel corso del lavoro sono state analizzate e valutate dal punto di vista tecnico diverse altre alternative, in modo da giungere, di concerto con i tecnici di Lura Ambiente, alla individuazione della soluzione più consona ed applicabile, di cui poi sono stati approfonditi i dettagli tecnici ed è stata effettuata l analisi economica e la valutazione della redditività. 6

11 2. DOCUMENTAZIONE ESAMINATA ED INCONTRI EFFETTUATI L orientamento della consulenza è stato definito durante alcune riunioni tra il Politecnico di Milano e Lura Ambiente, elencate qui di seguito. Riunione del 15/11/05 presso il Politecnico di Milano: Lura Ambiente ha presentato il progetto di digestione della FORSU che il Politecnico era chiamato a valutare, delineandone i flussi di FORSU e le relative caratteristiche indicative, i flussi di scarto, le produzioni di biogas e di energia attese, i parametri di funzionamento per i digestori previsti dal Proponente, il bilancio economico previsto. Riunione del 21/11/05 presso l impianto di Caronno Pertusella: visita del Politecnico di Milano presso l impianto ed aggiornamento della situazione impiantistica rispetto a quella già nota al Il Politecnico richiede al personale Lura il seguente materiale: disegni, specifiche tecniche e parti elettromeccaniche della linea fanghi; dati recenti di funzionamento dell impianto; caratteristiche del fango prodotto; caratteristiche del biogas prodotto. Riunione del 06/02/06 presso l impianto di Caronno Pertusella: il Politecnico di Milano presenta la valutazione delle condizioni di funzionamento a cui si troverebbero a lavorare i digestori anaerobici nello scenario previsto dal Proponente. Vengono quindi presentati due scenari alternativi: uno di digestione separata di FORSU in un digestore e dei fanghi nell altro ed uno di co-digestione delle due matrici organiche all interno di entrambi i digestori primari. Nel corso di questa riunione, si concorda di approfondire l alternativa di co-digestione. Il Politecnico richiede al personale Lura la seguente documentazione: pianta e sezioni di tutti i digestori e del gasometro, portate misurate nei diversi flussi della linea fanghi (estrazione tramogge ispessitori, estrazione fango di supero, portate surnatanti, portate alimentate ed estratte dai digestori, portate estratte dalla sezione di disidratazione); indicazioni sulla pezzatura della FORSU dopo pretrattamento; portate di biogas (quando disponibili); consumi e produzioni elettriche; consumi di gasolio per il riscaldamento e l acqua sanitaria; consumi di gasolio per il riscaldamento dei digestori; definizione di possibili utenze di energia termica vicine all impianto (come piscine, campi sportivi e strutture pubbliche); composizione del biogas prodotto, inclusi i composti in traccia. Riunione del 12/04/06 presso l impianto di Caronno Pertusella: il Politecnico presenta la stima dei costi di gestione relativa allo scenario di co-digestione precedentemente presentato. Durante la riunione, vengono concordate alcune variazioni sui parametri assunti per la definizione dei costi. Viene discussa l ipotesi di utilizzo del calore prodotto dai cogeneratori per l essiccamento del fango e della FORSU. Tale ipotesi ben si inserisce nei programmi di adeguiamento dell impianto già ipotizzati nel prosismo futuro da parte di Lura Ambiente, ragione per cui si concorda di valutare l ipotesi di utilizzare il calore dei cogeneratori per l essiccamento di tutto il fango e della FORSU. Il materiale fornito da Lura Ambiente ed esaminato dal Politecnico di Milano è stato il seguente: 7

12 - Dettagli relativi alla proposta del Proponente: schema dei flussi di massa, caratteristiche ipotizzate per la FORSU, bilancio economico, disegno della sezione dei pretrattamenti (forniti durante la riunione del 15/11/05); - Relazione a firma del prof. Bonomo (2003) Impianto di depurazione di Caronno Pertusella: Verifiche e proposte di adeguamento e relativa tavola "Planimetria generale - Mappa interventi proposti" (fornita per il 21/11/05); - schema dell impianto aggiornato a novembre 2005 (fornita per il 28/11/05); - assiemi di montaggio relativi alle diverse sezioni della linea fanghi (fornita per posta); - portate liquide in ingresso (somma di collettore, ricircoli e bottini) ed in uscita determinate giornalmente sulla linea acque per gli anni 2004 e 2005 (fornita per il 13/01/06); - dati di esercizio relativi alla linea acque per gli anni 2004 e 2005 (forniti per e- mail il 17/01/06); - portate d esercizio relative alla linea fanghi (estrazione supero, estrazione fanghi primari, caricamento digestore A, caricamento digestore B) per gli anni 2004 e 2005 (forniti per il 7/02/06); - bilancio energetico dell impianto per gli anni 2004 e 2005 (forniti per il 7/02/06); - produzione dei motori a gas complessiva per gli anni dal 2000 al 2005 (forniti per il 7/02/06); - dati di smaltimento mensile dei fanghi disidratati per gli anni dal 2000 al 2005 (forniti per il 8/03/06); 8

13 3. DIGESTIONE ANAEROBICA COMBINATA DELLA FORSU: STATO DELL ARTE Secondo una recente indagine (Cecchi et al., 2002), in Italia la percentuale della frazione organica ammonta al 27-29% in peso del totale dei rifiuti urbani prodotti, mentre rappresenta circa il 35-57% del rifiuto medio europeo. Risulta quindi fondamentale definire le strategie di trattamento di questa consistente frazione dei rifiuti che minimizzino tanto gli impatti sull ambiente quanto i costi di smaltimento. Dagli anni novanta, si è assistito ad un crescente interesse nei confronti dei trattamenti anaerobici e si può affermare che le realizzazioni industriali in tal senso abbiano costituito la più importante evoluzione nel campo del trattamento della frazione organica dei rifiuti. Le motivazioni alla base di tale scelta possono essere diverse. Certamente l orientamento verso la selezione/raccolta alla fonte della frazione putrescibile ha portato ad una rilevante riduzione della contaminazione della stessa da parte di sostanze incompatibili con i trattamenti biologici, riducendo la richiesta, ed i costi, di pretrattamento e affinamento. Inoltre, il rinnovato interesse verso le fonti energetiche alternative, che si è concretizzato in incentivi economici (Certificati Verdi), ha posto maggior attenzione sulla via anaerobica di biodegradazione, piuttosto che sul più tradizionale trattamento aerobico di compostaggio. Bisogna sottolineare che le due vie biodegradative non sono necessariamente in alternativa, infatti il compostaggio del residuo di digestione viene frequentemente associato al pre-trattamento anaerobico, consentendo il contestuale recupero di energia, sotto forma di biogas, e di materia, sotto forma di compost. I risultati di una recente indagine sull evoluzione della diffusione del trattamento di digestione anaerobica della FORSU in Europa (De Baere, 2005) illustrano compiutamente come tale trattamento, sviluppato principalmente durante gli anni ottanta del secolo scorso, abbia trovato una significativa implementazione a scala industriale. Lo studio ha censito i digestori anaerobici europei aventi una capacità minima di 3000 t/a, alimentati da un minimo del 10% di FORSU. Per quanto riguarda la potenzialità complessiva installata, essa è rapidamente aumentata da circa 10 6 t/a nel 1999 (corrispondenti a 53 impianti) a poco meno di t/a nel 2005 derivante da 120 impianti a piena scala. Tale incremento è il risultato dell aumento sia del numero di nuove installazioni che della loro potenzialità, la cui media, nell ultimo quinquennio, si attesta attorno a t/a. Dal punto di vista geografico, la diffusione non è ovviamente omogenea. Lo stato che ha mostrato maggior interesse per la digestione anaerobica è la Germania, con una capacità di quasi 1, t/a, seguita dalla Spagna con 1, t/a, previste a fine Diverse installazioni di grande potenzialità sono infatti in fase di realizzazione attorno a Madrid e Barcellona. La media europea si attesta attorno al 2,75%, la Spagna arriverà al 9,1%, il Belgio e l Olanda trattano rispettivamente il 6,9% ed il 5,7%, la Germania il 5,2%, mentre, nei restanti paesi europei, tale percentuale è compresa tra 0,5 e 3,5%. Seppur tali cifre non appaiono così significative, esse mostrano come la digestione anaerobica abbia occupato, in circa 10 anni, il 27,5% del mercato relativo al trattamento della FORSU per via biologica. Anche in Italia, come nel resto d Europa, l interesse verso il trattamento anaerobico è certamente in crescita, tuttavia le realizzazioni industriali nel nostro paese sono ancora piuttosto limitate, forse per la scarsa conoscenza di questo tipo di trattamento e dei suoi 9

14 potenziali vantaggi. Le realizzazioni a piena scala esistenti, o in via di realizzazione, riguardano principalmente la co-digestione di diverse matrici organiche e sono, attualmente, solamente nove (si veda paragrafo 3.8 Casi di specie). In particolare, la letteratura recente riporta diversi studi, principalmente alla scala pilota, secondo i quali miscelando le due matrici organiche, fanghi di depurazione e FORSU, si possono ottenere rese di gassificazione anche superiori rispetto a quelle che competerebbero alla digestione separata delle due matrici (Rintala e Järvinen, 1996; Kyeli et al., 1997; Hamzawi et al., 1998; Mata-Alvarez et al., 2000; Sosnowsky et al., 2003). APAT (2005) riporta un caso analogo a quello in studio, in cui si sottopone a co-digestione una miscela di fanghi e FORSU in cui quest ultima contribuisce per l 80% al totale dei ST trattati. Per questo caso, si riferiscono i seguenti parametri operativi: HRT =14 d, Cv = 3,9 kgsv m -3 d -1, produzione specifica di biogas = 0,66 m 3 /kgsv. Dal punto di vista delle tecnologie impiegate, il panorama risulta piuttosto variegato. I trattamenti infatti differiscono principalmente in merito alla temperatura di processo, alla concentrazione di solidi nei reattori, al numero di stadi in cui si articola la digestione ed al tipo e numero di matrici organiche co-digerite. Nel paragrafo successivo, verranno descritte le diverse alternative, considerandone anche la relativa diffusione. 3.1 Tipologia di digestori Se, per quanto concerne la degradazione dei fanghi di depurazione e altri reflui concentrati, la pratica ingegneristica ha portato alla definizione di procedure di dimensionamento della sezione di digestione anaerobica condivise, lo stesso non si può dire a riguardo della degradazione anaerobica della frazione organica dei rifiuti solidi. L ampia varietà della tipologia di digestori proposti in letteratura, unitamente all intrinseca variabilità della composizione di tale frazione organica, complicano notevolmente il panorama delle alternative esistenti e dei criteri impiegati per la loro progettazione. Nel tentativo di classificare tale ampio panorama di opzioni, Vandevivere et al. (2002) hanno proposto di distinguere i trattamenti anaerobici in base a due criteri: il numero di stadi in serie in cui si articola il processo di digestione e la concentrazione di solidi totali nel digestore anaerobico (ST%). In base al primo criterio, i sistemi di digestione anaerobica si possono distinguere in: digestori monostadio, in cui le diverse fasi in cui si sviluppa il processo di biodegradazione anaerobica avvengono all interno dello stesso comparto; digestori bistadio, in cui la fase di idrolisi ed acidogenesi avviene all interno di un primo comparto, che precede il successivo comparto di metanizzazione. Dal punto di vista della loro diffusione, una recente indagine (De Baere, 2005) ha messo in luce come le realizzazioni industriali prediligano i sistemi monostadio rispetto a quelli bistadio. Infatti, su un totale della capacità di trattamento installata, l 87% prevede l impiego di un solo digestore anaerobico. Tale scelta è giustificata dalla maggior semplicità impiantistica e dai minori costi di investimento che caratterizzano la digestione monostadio; inoltre, per sistemi monostadio correttamente dimensionati, le rese complessive di digestione, per la maggior parte delle matrici organiche, risultano del tutto comparabili a quelle di sistemi bistadio. In apparente contraddizione, le sperimentazioni a scala laboratorio e pilota riportate in letteratura appaiono ugualmente suddivise tra le 10

15 sue opzioni. In ambito sperimentale, infatti, le realizzazioni bistadio offrono maggiori possibilità di monitoraggio e controllo del complesso delle reazioni che concorrono al processo di digestione. Dal punto di vista del contenuto di solidi nel digestore, si distinguono tre alternative: sistemi ad umido: presentano un tenore di secco in digestione non superiore al 15%; sistemi a semisecco: presentano un tenore di secco in digestione compreso tra 15-20%; sistemi a secco: presentano un tenore di secco in digestione superiore al 25%; Agli inizi degli anni novanta, la scelta si orientava principalmente sui processi ad umido, ben consolidati per il trattamento dei fanghi di depurazione (De Baere, 2005). Dal 1993 in poi, tuttavia si è assistito al sorpasso della capacità di trattamento complessivamente fornita dai sistemi a secco, che attualmente costituisce il 56% della capacità totale di trattamento europea. Un ulteriore classificazione è relativa alla temperatura a cui è mantenuta la miscela organica durante la digestione; la scelta usualmente è tra il campo mesofilico (temperatura media attorno a o C) e la termofilia (con temperature fino a o C). La seconda alternativa comporta una accelerazione dei processi biologici di degradazione e quindi una riduzione della volumetria dei digestori; tuttavia, essa è certamente meno diffusa della prima e riguardava il 25% della capacità di trattamento europea nel 2004 ed il 35% nel Tranne una, tutte le installazioni termofile riguardano processi a secco (De Baere, 2005). Infatti, operando con bassi tenori di umidità, i processi a secco riducono la richiesta di calore per il riscaldamento, mentre si avvantaggiano del significativo incremento della velocità di idrolizzazione del particolato organico che rappresenta, per tali installazione, il collo di bottiglia cinetico del processo di digestione. Sebbene la maggior parte delle installazioni riguardi la sola FORSU, una percentuale pari al 7% della capacità di digestione a livello europeo (De Baere, 2005) è relativa ad impianti che operano la co-digestione di diverse matrici organiche, principalmente FORSU, fanghi di depurazione e residui zootecnici. Tale distinzione rappresenta un ulteriore possibile criterio di classificazione delle installazioni esistenti. Nei paragrafi che seguono vengono descritte le alternative impiantistiche classificate in base ai due principali criteri: il tenore di solidi e il numero di stadi in cui si articola la biodegradazione Sistemi monostadio Ad umido (Figura 3-1) Sono gli impianti più simili ai digestori anaerobici impiegati nel trattamento dei fanghi di depurazione e questo aspetto rappresenta certamente il maggior vantaggio di tali sistemi. Di contro, i rifiuti organici devono subire una onerosa serie di pretrattamenti per renderli compatibili con tale tipo di trattamento e devono essere disidratati a valle della digestione. Una prima possibilità riguarda la separazione di una frazione liquida mediante pressatura. 11

16 Un trituratore a coclee riduce la pezzatura del prodotto in ingresso che viene poi avviato a una macchina spremitrice, che consente di separare una frazione più liquida (definita purea ) da avviare a digestione anaerobica, da una frazione a minore contenuto di acqua, da avviare a stabilizzazione aerobica (solitamente in biocelle). La massa di ciascuna delle due frazioni è pari a circa la metà del tal quale in ingresso. La frazione pressata può subire un secondo dilavamento per lisciviare la maggior frazione possibile di organico solubile prima di passare a una seconda pressatura. La frazione semiliquida viene definita purea e viene solitamente sottoposta a vagliatura fine e deplastificazione prima dell ingresso al digestore. Questa possibilità ha il grande vantaggio di semplificare notevolmente la gestione del processo in quanto avvia a digestione solo la frazione più facilmente biodegradabile e facilmente miscelabile in un digestore anaerobico. A questo vantaggio si oppone lo svantaggio di sottoporre a digestione solo il 10-15% circa della sostanza organica totale presente nella FORSU. Una seconda possibilità prevede l invio alla digestione di tutto il materiale umido proveniente dalla raccolta differenziata. I pre-trattamenti consistono in questo caso in una separazione delle frazioni non compatibili con il trattamento di digestione, nella riduzione dimensionale e nella diluizione con acqua per ottenere il tenore di secco desiderato. Il reattore di digestione si configura come un reattore parzialmente miscelato nel quale si osserva una stratificazione dovuta all accumulo di materiale pesante sul fondo e delle schiume sulla superficie. Gli aspetti tecnici critici riguardano, principalmente: la rimozione periodica del materiale accumulato sul fondo ed in superficie, la limitazione dei cortocircuiti che riducono il tempo di residenza idraulico effettivo del reattore, la miscelazione della sospensione. Per quanto riguarda questo ultimo aspetto, le realizzazioni industriali esistenti prevedono l impiego di miscelatori meccanici verticali (sistema Waasa), di iniettori di biogas all interno di un tubo centrale (sistema Linde), di sistemi misti di miscelazione meccanica unita al ricircolo di biogas. Ulteriori considerazioni relative ai sistemi ad umido riguardano l impiego di acqua di diluizione. Essa rappresenta un costo per quanto concerne sia l approvvigionamento ed il trattamento sia il mantenimento della temperatura di processo; tuttavia, essa può avere un benefico effetto diluente sulle sostanze che inibiscono il processo, beneficio che si riduce all aumentare della frazione di acqua di trattamento ricircolata rispetto a quella fresca. Il trattamento ad umido potrebbe quindi risultare adatto a matrici caratterizzate da bassi valori di C/N per le quali ci si può attendere un effetto inibente dovuto all ammoniaca rilasciata in fase acquosa. 12

17 Figura 3-1: Schema di trattamento monostadio ad umido (Lissens et al., 2001). A semi-secco La digestione monostadio a semi-secco è stata sviluppata e brevettata negli anni ottanta in Italia grazie ad una collaborazione tra Snam Progetti e Università di Venezia. Essa si realizza all interno di un reattore che può operare tanto in mesofilia quanto in termofilia. Il tenore in secco che caratterizza il processo si attesta tra il 15 ed il 20% e costituisce quindi una via di mezzo tra i processi ad umido ed a secco. Il sistema di miscelazione che garantisce l omogeneizzazione del contenuto del reattore è generalmente di tipo meccanico, coadiuvato da lance a gas. Come nei processi ad umido, il volume di reazione non è omogeneo, ma si distribuisce in tre fasi: le schiume, una fase intermedia ed uno stato di materiale più pesante che si accumula sul fondo del reattore e richiede periodici interventi di manutenzione. Questa tecnologia ha trovato implementazione nell impianto di Cà del Bue a Verona, dimensionato per trattare 500 t/d di rifiuti urbani pretrattati meccanicamente prima di essere alimentati al digestore. A secco (Figura 3-2) Durante gli anni ottanta, diverse sperimentazioni hanno messo in luce la possibilità di trattare la matrice organica dei rifiuti per via anaerobica mantenendola nel suo originale stato solido, senza cioè diluirla con acqua fino a portarla alla consistenza di fango. Tali esperienze dimostrarono la sostanziale pari efficienza di metanizzazione dei solidi volatili del rifiuto rispetto ai più noti sistemi ad umido. Se, da un lato, il processo biologico di conversione non appare limitato dall elevato contenuto solido ed il sistema si semplifica notevolmente nella linea di pre e post trattamento, dall altro, gli aspetti legati alla miscelazione e movimentazione della massa solida in fermentazione appaiono decisamente più critici e richiederanno l installazione di sistemi di movimentazione (pompe a coclea e nastri trasportatori) più resistenti e costosi. Per quanto concerne i pretrattamenti, essi si limitano ad una rimozione del materiale grossolano superiore ai 40 mm, mentre non c è necessità di una rimozione spinta del materiale non digeribile. I sistemi a secco possono quindi apparire particolarmente adatti alla frazione organica provenienti dalla selezione meccanica dei rifiuti indifferenziati, normalmente più ricca di sostanze indesiderabili. 13

18 I reattori impiegati nella digestione a secco sono assimilabili a reattori a flusso a pistone con ricircolo. Il flusso a pistone ha il vantaggio di garantire un tempo di permanenza sufficiente a tutta la massa in fermentazione, limitando i cortocircuiti che si possono osservare nei reattori miscelati. Il ricircolo in testa al reattore di una parte del rifiuto digerito, ricco in biomassa attiva, sopperisce alla necessità di miscelare per mettere a contatto la massa di rifiuti alimentata con la biomassa. Le realizzazioni impiantistiche si distinguono in base alle modalità di movimentazione del flusso in fermentazione, i principali sistemi brevettati sono: il sistema Dranco, Kompogass e Valorga. Il sistema Dranco prevede l impiego di un reattore cilindrico alimentato dall alto in cui la massa in fermentazione si muove in direzione verticale per gravità. Parte della massa digerita estratta dal basso è ricircolata in testa all impianto, in una proporzione pari a circa sei parti di sostanza digerita per ogni parte di rifiuto fresco alimentato. I costruttori riportano che tale processo è in grado di operare entro un ampio intervallo di tenori in secco (ST da 20 a 50%). Un simile sistema di ricircolo è adottato dal reattore Kompogas, ma il moto all interno di questo avviene in direzione orizzontale grazie all azione di rotori posti al suo interno la cui azione favorisce anche il rilascio del biogas e la risospensione delle frazioni più pesanti. L intervallo ottimale di lavoro per il tenore di solidi nel reattore è più ristretto e si attesta attorno al 23%, valore che limita sia i problemi di risospensione della frazione pesante sia la resistenza alla movimentazione dovuta ad una eccessivo contenuto solido. Infine, il sistema Valorga adotta un flusso a pistone orizzontale di tipo circolare. In questo caso la miscelazione è favorita dall iniezione discontinua di biogas ad alta pressione attraverso ugelli predisposti sul fondo del reattore. Questo tipo di miscelazione è sufficiente a garantire il contatto tra biomassa e rifiuto in digestione, rendendo superfluo il ricircolo del rifiuto digerito. Il tenore di solidi è mantenuto attorno al 30% grazie al ricircolo di acqua di diluizione. In Figura 3-2, sono schematizzati i tre tipi si configurazione brevettati sopra descritti. Figura 3-2: Soluzioni impiantistiche per la digestione monostadio a secco. (A) Dranco, (B) Kompogass, (C) Valorga (Lissens et al., 2001). 14

19 3.1.2 Sistemi bi-stadio Senza ritenzione della biomassa Dal punto di vista biologico, il vantaggio della separazione delle fasi di idrolisi ed acidogenesi dalla fase di metanizzazione deriva dalla possibilità di ottimizzare le condizioni operative per le due fasi, facendole avvenire all interno di comparti distinti. Tale scelta può riguardare tanto i sistemi ad umido quanto i sistemi a secco. L impiego dei sistemi bistadio, come anticipato, non ha comunque riscosso grande successo e le realizzazioni industriali sono a tutt oggi limitate ed applicate a rifiuti organici caratterizzati da elevata biodegradabilità. Per questo tipo di rifiuti infatti, la fase di idrolisi può non essere quella cineticamente limitante, come accade per rifiuti con buoni contenuti di cellulosa, e la soluzione monostadio può presentare una maggior instabilità di processo ed una maggior sensibilità a variazioni nelle condizioni di carico. Tuttavia, se il carico organico specifico alimentato non supera la massima velocità di conversione della trasformazione cineticamente limitante, la metanogenesi in questo caso, il sistema monostadio è in grado di garantire, comunque, una adeguata stabilità. Al contrario, nel caso in cui non si preveda di poter garantire una sufficiente omogeneità di alimentazione, un sistema bistadio può offrire una maggior stabilità al sistema, grazie all effetto di omogeneizzazione del carico operato dal primo stadio nei confronti del secondo. Un altra applicazione del sistema bistadio riguarda i rifiuti caratterizzati da lenta biodegradabilità, per i quali il primo stadio può essere operato in modo da favorire la velocità di idrolisi e liquefazione, ad esempio garantendo condizioni microaerobiche o termofile. Dal punto di vista impiantistico, esistono realizzazioni sia ad umido sia a secco. Un esempio del primo tipo è costituito dal sistema Schwarting-Uhde che opera ad un tenore di secco del 12% su matrici con pezzatura non superiore ad 1 mm e caratterizzate da elevata biodegradabilità. I reattori impiegati in questa realizzazione non sono completamente miscelati, come la maggior parte dei sistemi ad umido, ma a flusso a pistone in direzione verticale dal basso verso l alto, in cui la massa in digestione attraversa diverse camere separate da piatti forati. La movimentazione, garantita da pompe operanti in modalità pulsante, fornisce un buon grado di mescolamento. Il sistema BRV è invece un sistema bistadio operante ad un tenore di secco attorno al 34% in cui il primo reattore, a flusso verticale, opera in condizioni microaerobiche. Il secondo stadio è costituito da un reattore a flusso a pistone ad asse orizzontale ed opera in termofilia e garantisce un tempo di residenza di 25 giorni. Con ritenzione della biomassa In questi sistemi, la presenza di un sistema di separazione solido/liquido permette di disaccoppiare il tempo di residenza della biomassa da quello idraulico. Ciò fornisce la possibilità di arricchire i reattori di biomassa attiva, accelerando i processi di degradazione e garantendo una maggior stabilità del sistema sia nei confronti di variazioni di carico sia in presenza di sostanze inibenti. Le alternative impiantistiche che consentono la ritenzione della biomassa sono, sostanzialmente: l impiego di sedimentatori con ricircolo della frazione solida, posti a valle 15

20 dei digestori; l impiego di membrane per l estrazione dal reattore della sola fase liquida; l impiego di digestori a biomassa adesa. Nessuno di tali sistemi è adatto al trattamento di rifiuti contenenti una rilevante frazione solida non degradabile, la quale tenderebbe ad accumularsi eccessivamente nei reattori. Sistemi commerciali che operano con ritenzione della biomassa sono il processo BTA e il processo Biopercolat. Il processo BTA è costituito da due stadi ad umido; il primo stadio di idrolisi mesofila viene alimentato con rifiuti precedentemente pastorizzati e disidratati, diluiti all interno del reattore con l acqua di processo derivante dal secondo stadio. L effluente viene disidratato, e avviato a compostaggio, mentre il surnatante è alimentato al successivo stadio di metanizzazione a biomassa adesa. Il processo Biopercolat è costituito da un primo stadio di idrolisi in condizioni microaerobiche a secco, con percolazione dell acqua di processo derivante dal secondo stadio, il quale viene alimentato dal solo liquido di percolazione, che può contenere fino a 100 gcod/l, ed è costituito da un filtro percolatore ad asse orizzontale. I costruttori indicano che tali sistemi possono trattare carichi specifici fino a kg SV m -3 reattore d Parametri di dimensionamento e criteri di progetto per i digestori anaerobici Nel mettere a confronto le diverse alternative impiantistiche, vengono impiegati diversi indicatori dell efficienza del sistema; i principali e più significativi sono: - il rapporto tra biogas prodotto dal digestore (B) e biogas producibile in condizioni di digestione ottimali (B 0, che dipende dalla matrice organica digerita); questo parametro ben descrive l efficienza del processo di digestione e risulta indipendente dalla natura della matrice organica in digestione, tuttavia è raramente riportato in bibliografia; - la rimozione percentuale dei solidi volatili garantita dal digestore; tale parametro dipende dalla matrice organica, oltre che da temperatura ed efficienza del processo; ad esempio sarà naturalmente più basso per matrici contenenti elevate percentuali di frazione ligno-cellulosica (sfalci e potature) e più alto per rifiuti costituiti principalmente da scarti da cucina. - La produzione di metano, o biogas, per unità di massa di solidi volatili alimentati B s (m 3 n,biogas kg -1 SV,alimentati), per la quale valgono le stesse considerazioni esposte a riguardo della rimozione percentuale di solidi volatili. I parametri operativi di dimensionamento dei digestori sono sostanzialmente due: - il carico organico specifico C V (kg SV m -3 reattore d -1 ) che esprime la massa di solidi volatili alimentati per unità di tempo e di volume di digestione e che non deve superare la velocità massima con cui avvengono i processi di conversione all interno del digestore; tale parametro condiziona positivamente il tasso di produzione specifica di biogas Q b (m 3 n,biogas m -3 reattore d -1 ); tuttavia, oltre ad un certo valore soglia del carico volumetrico (C v,max ), si osserverà una decrescita della produzione specifica di biogas, dovuta all incapacità del processo biologico di smaltire il substrato alimentato ed al conseguente accumulo, nel digestore, di sostanze inibenti, quali ammoniaca ed acidi volatili. 16

21 - il tempo di residenza idraulico HRT (d) che esprime il tempo medio di permanenza della fase liquida nel digestore e si determina come rapporto tra il volume del digestore e la portata di fango alimentata. In Tabella 3.1, sono riassunti gli intervalli ottimali suggeriti in letteratura per i principali parametri di funzionamento dei sistemi monostadio descritti in precedenza. Si può dedurre che i sistemi ad umido ed a secco portano a rese di rimozione della componente volatile sostanzialmente simili, ma i secondi ammettono carichi specifici maggiori e risultano dunque più compatti. Tabella 3.1: Parametri operativi caratteristici dei reattori monostadio. Digestione ad umido Digestione a semi-secco Digestione a secco ST(%) 7 15 (tipico 10) 15 20, fino a C V (kg SV m -3 reattore d -1 ) 2 4, fino a HRT (d) 12 18, fino a B s (m 3 n,biogas kg -1 SV,alimentati) 0,4 0,5 0,3 0,5 0,2 0,3 CH 4 % nel biogas Riduzione SV (%) 50 60, fino a , fino a Sistemi brevettati Waasa, Linde, Bima, Wabio Sistema Snam Progetti Dranco, Kompogass, Valorga 3.3 Le caratteristiche chimico-fisiche della FORSU (e degli altri co-substrati) e rese di conversione Le caratteristiche della frazione organica dei rifiuti solidi sono ovviamente variabili in funzione del luogo e dalla modalità di raccolta e selezione, quest ultima risultando particolarmente significativa. Caratteristiche sostanzialmente differenti, ai fini della trattabilità anaerobica del rifiuto, sono state evidenziate per: - rifiuti organici derivanti dalla selezione meccanica dei rifiuti indifferenziati; - rifiuti organici separati o raccolti alla fonte, costituiti da scarti domestici di cucina, scarti di mense, mercati e da sfalci e potature derivanti dalla manutenzione del verde pubblico. La prima tipologia presenta caratteristiche meno favorevoli e fortemente dipendenti dalla complessità ed efficienza del sistema di selezione meccanica impiegato. Le caratteristiche della frazione organica proveniente da selezione meccanica, rispetto a quella raccolta alla fonte, sono: un maggior contenuto di sostanza solida (ST mediamente attorno al 75%), un ridotto rapporto tra solidi volatili e solidi totali (SV/ST mediamente attorno a 40-60%), 17

22 La frazione inerte va necessariamente ridotta, per rendere il rifiuto effettivamente compatibile con i processi di digestione, soprattutto se ad umido. Meno contaminati da frazioni indesiderabile, e quindi più adatti ad essere sottoposti al trattamento di digestione anaerobica, sono i rifiuti selezionati/raccolti alla fonte. In Tabella 3.2, sono riassumente le principali caratteristiche di questa matrice derivate da diverse esperienze riportate in letteratura. Tabella 3.2: Caratteristiche della frazione organica dei rifiuti selezionati/raccolti alla fonte. Caratteristiche Diverse origini Mense Mercati ortofrutticoli Utenze domestiche ST(%) SV/ST(%) N/ST (%) 1,5 3,4 2,6 3,7 1,4 3,3 2,1 3,3 P/ST(%) 0,4 0,6 0,13 0,28 0,13 0,33 0,4 2,6 B s (m 3 n,biogas kg -1 SV,alimentati) 0,45 0,49 0,37 0,4 E pertanto evidente che il contenuto in secco della frazione organica da raccolte differenziate, intesa come miscela di grandi utenze o di rifiuti domestici, può essere anche molto variabile, in base al peso relativo della componente di residui di cucina ed ortofrutticoli. I due esempi riportati in Tabella 3.3 mettono bene in evidenza l ampia variabilità presente, non solo con riferimento alla siccità, ma anche come contenuto di azoto e fosforo. Tabella 3.3: Caratteristiche della frazione organica ottenute in due diverse campagne di ricerca (da ANPA, 2002) Cecchi, 1989 Sans, 1995 ST [%] 20 16,4 SVT [%ST] COD [gcod gst -1 ] 1,1 1,1 TKN [%ST] 3,2 2,1 P [%ST] 0,4 2,6 In Tabella 3.4, viene invece riportata una caratterizzazione chimica della FORSU, sempre derivante da raccolta differenziata. 18

23 Tabella 3.4: Caratteristiche chimico fisiche tipiche FORSU da raccolta differenziata (Rifiuti Lab, 2003). Materiale ph C/N FORSU da r.d. H 2 O %s.t.q. SV %s.s C %s.s N %s.s P %s.s K %s.s Zn ppm Cu ppm Ni ppm Pb ppm Cd ppm 4, ,8 84,6 37,7 3,1 0,4 0, ,3 11,3 53 0,8 - Cr ppm Infine, dal punto di vista della quantità di biogas producibile dalla digestione anaerobica della FORSU, ci si attende una produzione specifica di biogas dell ordine di 0,4-0,5 m 3 n/kgsv alimentato (APAT, 2005). 3.4 Composizione del biogas, dei surnatanti e del materiale digerito Il processo di digestione anaerobica sia dei rifiuti organici sia dei fanghi di depurazione genera tre tipi di prodotti: il biogas di digestione; il rifiuto/fango digerito, o digestato; il surnatante che si rilascia nei processi di separazione solido-liquido. Affinché il processo di smaltimento possa ritenersi completo, ciascuno di questi tre flussi dovrà subire un ulteriore fase di trattamento/valorizzazione. Tale fase deve essere considerata tanto per gli aspetti tecnici che per quelli economici. Il biogas Il biogas rappresenta il prodotto gassoso dei complessi processi biologici di degradazione anaerobica. Esso è composto da una miscela di gas i cui componenti principali sono l anidride carbonica ed il metano. La proporzione tra questi due gas dipende fondamentalmente da due fattori: la composizione della miscela sottoposta a digestione e la completezza dei processi biologici di digestione e, quindi, dalla tipologia e modalità di conduzione della sezione di digestione. La composizione della matrice organica sottoposta a digestione influisce sulla proporzione tra metano (CH 4 ) e anidride carbonica (CO 2 ), risultando la prima frazione crescente con l aumentare del rapporto H/C del substrato digerito e decrescente con l aumentare del contenuto di ossigeno (O/C) ed azoto (N/C). Contenendo metano, il biogas presenta un interessante potere calorifico inferiore che varia, a seconda della percentuale di tale gas, tra 18,8 MJ m -3 (4.500 kcal m -3 ) e 25,1 MJ m -3 (6.000 kcal m -3 ). Oltre a metano ed anidride carbonica, nel biogas sono solitamente presenti, in percentuali molto più contenute altri gas, come mostrato in Tabella

24 Tabella 3.5 Composizione media del biogas. Componente Composizione (% in volume) Metano (50-75) Anidride carbonica (25-45) Acqua 2 (20 o C) - 7 (40 o C) Idrogeno Solforato 0,02-2% Azoto <2 Ossigeno <2 Idrogeno <1 Nei processi di valorizzazione del biogas come fonte di energia, alcuni dei gas in esso presenti richiedono una preventiva rimozione, come riassunto in Tabella 3.6. Tabella 3.6 Necessità di purificazione del biogas a seconda del processo di valorizzazione previsto. Tipo di processo di valorizzazione Componente del biogas H 2 S H 2 O CO 2 Combustione in bruciatori Si se >0,1% No No Cogenerazione Si se >0,05% No No Combustibile per autotrazione Si Si Si Alimentazione in rete Si Si Si Il digestato Il secondo flusso in uscita dal processo di digestione è il digestato, costituito dalla frazione solida alimentata alla digestione e non convertita in biogas né solubilizzata. In prima approssimazione si può dire che il digestato è costituito dalla frazione minerale della miscela alimentata (quantificabile in termini di solidi non volatili) e dalla frazione organica non gassificabile o non gassificata alle condizioni di processo. Tale prodotto è individuato nell elenco C.E.R. (Codice Europeo dei Rifiuti) 2002 con il codice digestato prodotto dal trattamento anaerobico di rifiuti di origine animale o vegetale ed è classificato come rifiuto speciale (art. 184, comma 3, lett. G e ALLEGATO D alla parte quarta del D. Lgs. n. 152/06, GU del , suppl. ord. s.g. n. 88, pag. 256). Tale flusso può subire diverse destinazioni: può essere smaltito a discarica dopo disidratazione, può essere impiegato come combustibile dopo essiccamento, può essere valorizzato in agricoltura previa ulteriore stabilizzazione ed igienizzazione ed eventuale post-affinamento. La terza alternativa risulta ampiamente praticata quando il materiale alimentato al processo di digestione proviene dalla selezione alla fonte della frazione organica del rifiuto e risulta quindi poco contaminato dalle frazioni indesiderabili in particolare da inerti, metalli e microinquinanti organici. Le frazioni indesiderabili infatti, non subendo alcuna trasformazione significativa nel processo di digestione anaerobica, non possono che ri- 20

25 trovarsi, più concentrate, nel rifiuto digerito compromettendo la qualità del prodotto finale. Per contro, tale opzione è consigliabile dove vi sia in prossimità del digestore o all interno dello stesso impianto che opera la co-digestione la fase di compostaggio aerobico. In questa situazione, infatti, si ottimizzano non solo gli aspetti economici complessivi ma anche quelli legati al trasporto di questo materiale ed al suo collocamento presso un impianto di compostaggio. Infatti, per evitare fenomeni di fitotossicità, il digestato deve essere avviato ad una fase di stabilizzazione aerobica, o compostaggio. Questo processo controllato di decomposizione ossidativa della sostanza organica è operato da microrganismi aerobi; è caratterizzato da velocità di trasformazione e da una produzione di calore tali da assicurare la distruzione dei germi patogeni e dei semi delle erbe infestanti eventualmente presenti, garantendo un sufficiente grado di igienizzazione del prodotto. Di particolare interesse è la produzione di ACQ (Ammendante Compostato di Qualità), prodotto compostato assimilato agli ammendanti tradizionali e dunque ammesso al libero impiego nelle attività agronomiche ed in altri ambiti analoghi di applicazione (sistemazione di versanti, costituzione di letti di biofiltrazione, ecc.) e con possibilità di commercializzazione ai sensi della Legge 748/84 sui fertilizzanti. Per essere definito ACQ, il compost deve rispettare alcune caratteristiche, come specificato nell allegato 1.C della Tabella 2.1 della legge 748/84, come modificata dal DM 27/03/98 e DM 03/11/04 e successive modifiche ed integrazioni (Tabella 3.7). Se il digestato proviene dalla digestione anaerobica di fanghi di depurazione e FORSU, il compost prodotto può rientrare nella categoria ACM. Una recente indagine condotta dall Osservatorio Regionale per il compostaggio (AR- PAV, 2004), relativa alle caratteristiche del compost prodotto negli impianti di compostaggio della Regione Veneto (Tabella 3.8), si evidenzia come, per il compost prodotto a partire da FORSU grezza e fanghi, il principale problema nel rispettare i limiti legislativi derivi dalla presenza di inerti di piccole dimensioni, mentre non appaiono preoccupanti le concentrazione di metalli pesanti. E ragionevole ipotizzare che un simile contenuto di sostanze indesiderabili caratterizzi il compost derivante da un pretrattamento anaerobico. 21

26 Tabella 3.7: LIMITI ALLEGATO 1.C LEGGE 748/84 (come modificati dal decreto 27 marzo 1998). Parametro ACM (*) ACV(**) Azoto organico sul secco > 80% dell azoto totale > 80% dell azoto totale Umidità < 50% s.t.q. < 50% s.t.q. Carbonio organico > 25% s.s. > 30% s.s. Acidi umici e fulvici > 7% s.s. > 2,5% s.s. C/N < 25 < 50 ph 6-8,5 6-8,5 Rame totale 150 p.p.m. s.s. 150 p.p.m. s.s. Zinco totale 500 p.p.m. s.s. 500 p.p.m. s.s. Piombo totale 140 p.p.m. s.s. 140 p.p.m. s.s. Cadmio totale 1,5 p.p.m. s.s. 1,5 p.p.m. s.s. Nichel totale 50 p.p.m. s.s. 50 p.p.m. s.s. Mercurio totale 1,5 p.p.m. s.s. 1,5 p.p.m. s.s. Cromo esavalente 0,5 p.p.m s.s. 0,5 p.p.m. s.s. Materiale plastico < 0,45 % s.s. < 0,45 % s.s. (Ø < 3,33 mm) Materiale plastico < 0,05 % s.s. < 0,05 % s.s. (3,33 mm < Ø < 10 mm) Altri materiali inerti < 0,9 % s.s. < 0,9 % s.s. (Ø < 3,33 mm) Altri materiali inerti < 0,1 % s.s. < 0,1 % s.s. (3,33 mm <Ø< 10 mm) Materiali plastici ed inerti Assenti Assenti (Ø > 10 mm) Salmonelle Assenti in 25 g t.q., dopo riv. Assenti in 25 g t.q., dopo riv. Enterobactariaceae totali < 1 10² UFC per g < 1 10² UFC per g Streptococchi fecali Max 1,0 10³ (MNP g) Max 1,0 10³ (MNP g) Nematodi Assenti in 50 g t.q. Assenti in 50 g t.q. Trematodi Assenti in 50 g t.q. Assenti in 50 g t.q. Cestodi Assenti in 50 g t.q. Assenti in 50 g t.q. (*) AMMENDANTE COMPOSTATO MISTO: Prodotto ottenuto attraverso un processo di trasformazione e stabilizzazione controllato di rifiuti organici che possono essere costituiti dalla frazione organica degli RSU proveniente da raccolta differenziata, da rifiuti di origine animale, compresi liquami zootecnici, da rifiuti di attività agroindustriali e da lavorazione del legno e del tessile naturale non trattati, da reflui e fanghi, nonché dalle matrici previste per l Ammendante Compostato Verde. (**) AMMENDANTE COMPOSTATO VERDE Prodotto ottenuto attraverso un processo di trasformazione e stabilizzazione controllato di rifiuti organici costituiti da scarti della manutenzione del verde ornamentale, residui delle colture, altri rifiuti di origine vegetale con esclusione di alghe e altre piante marine. 22

27 Tabella 3.8: Elaborazione statistica dell analisi degli ammendanti compostati di qualità analizzati dal 1995 al 2004 (ACM= Ammendante Compostato Misto). Sono evidenziati i parametri che non rispettano i limiti di legge (ARPAV, 2004). Il surnatante Le operazioni che comportano la separazione solido/liquido del prodotto digerito (ispessimento nel digestore secondario, disidratazione meccanica ed essiccamento termico) producono un flusso liquido, genericamente denominato surnatante. Oltre che dalla composizione della miscela avviata alla digestione, la quantità e qualità di tale flusso dipende fortemente dal tipo di processo di digestione adottato ed in particolare dalla tenore di sostanza solida nel digestore e dalla percentuale di acqua utilizzata rispetto a quella ricircolata per ottenere il giusto tenore in secco nel digestore. Il surnatante è caratterizzato comunque da elevate concentrazioni di solidi sospesi, di COD, di azoto ammoniacale e di fosforo. Il carico aggiuntivo di COD del surnatante è in genere trascurabile rispetto a quello trattato nella linea acque dell impianto. I processi di degradazione della sostanza organica nel digestore portano alla gassificazione di gran parte dei composti organici biodegradabili, lasciando nel residuo digerito solo la frazione inerte o molto lentamente biodegradabile. Poiché il carbonio viene trasferito nella fase gassosa, le componenti azotate e fosforiche (proteine, ATP e ATP cellulare) rimangono nella fase liquida come azoto ammoniacale e fosforo organico e fosfati. La loro concentrazione nel surnatante, pertanto, non è più proporzionale a quella dei composti organici di origine, proprio perché il trasferimento nel gas del carbonio ha determinato un arricchimento di azoto e fosforo nel residuo digerito e, in particolare, nella fase liquida. 23

28 3.5 Sistemi di conversione energetica del biogas e pretrattamenti richiesti Il biogas prodotto nei digestori è un combustibile di discreta qualità che può essere utilizzato per generare elettricità oppure, come prevalentemente avviene nella situazione attuale, calore. Dal punto di vista del razionale sfruttamento della risorsa energetica biogas, la generazione di elettricità è certamente preferibile poiché essa è un vettore energetico molto più flessibile e termodinamicamente pregiato del calore. Anche grazie agli incentivi illustrati al par. seguente (certificati verdi) la produzione di elettricità risulta nettamente preferibile dal punto di vista economico. Di conseguenza, la soluzione impiantistica proposta mira ad utilizzare prioritariamente il biogas per la produzione di e- lettricità. La generazione di calore avviene solamente in subordine, impiegando utilmente il calore che viene comunque scaricato dal ciclo termodinamico che genera l elettricità. Tale pratica prende il nome di cogenerazione. Solamente nella circostanza in cui il biogas non è utilizzabile per generare elettricità (poiché i dispositivi preposti a tale scopo sono indisponibili per guasti o manutenzione) ed esso non può essere accumulato per un utilizzo successivo (poiché i gasometri sono pieni) si assume che esso sia impiegato in una caldaia per generare calore; trattasi tuttavia di una situazione che si verifica per un numero molto esiguo di ore/anno, che possono anche essere ridotte a zero con una adeguata pratica manutentiva. Alle taglie di impianto rilevanti per l applicazione in oggetto (potenza elettrica generabile inferiore a 1 MW) la tecnologia dominante per la generazione di elettricità da un combustibile gassoso come il biogas è quella del motore alternativo a combustione interna a ciclo Otto. L alternativa potrebbe essere la turbina a gas, che diventa tuttavia competitiva solamente per taglie nettamente superiori (almeno 8-10 MW elettrici) e richiede una depurazione del biogas molto più accurata; l esperienza su impianti commerciali alimentati con biogas è inoltre molto limitata, per cui tali applicazioni delle turbine a gas sono da considerarsi sperimentali. I motori alternativi a ciclo Otto sono una tecnologia ampiamente conosciuta ed applicata da tempo negli impianti alimentati con biogas: essi presentano grande affidabilità, vasta diffusione, costi di investimento relativamente contenuti e discreta gamma di mercato, con un numero relativamente elevato di costruttori e installatori. Altri vantaggi sono una ampia flessibilità di utilizzo e la possibilità di alimentazione con differenti combustibili. Un aspetto negativo è costituito dal costo di manutenzione elevato, che nel caso di alimentazione con biogas diventa ancora maggiore a causa dei composti corrosivi e/o erosivi che possono essere generati con la combustone del biogas. Di qui la necessità di un sistema di trattamento del combustibile. Nel caso del biogas è generalmente sufficiente il raffreddamento fino a temperature dell ordine di 5 C. A tale temperatura il vapor d acqua nel biogas condensa pressoché completamente, rimuovendo i gas acidi e altre specie potenzialmente dannose che passano in soluzione nel condensato; la fase gassosa che rimane ha caratteristiche generalmente adeguate per l utilizzo nel motore. I motori a combustione interna possono essere impiegati in modalità cogenerativa recuperando calore di scarto da quattro diverse sorgenti: olio lubrificante, acqua di raffreddamento, gas di scarico e, ove presente, inter-refrigeratore del turbocompressore 1. 1 Nei motori sovralimentati è generalmente presente uno scambiatore che, raffreddando l aria in uscita dal compressore prima dell immissione nei cilindri, fornisce calore recuperabile a circa 80 C. 24

29 L olio lubrificante e l acqua di raffreddamento (e, ove presente, l inter-refrigeratore della sovralimentazione) rendono disponibile calore a temperatura di C, che può essere impiegato per la produzione di acqua calda. In totale, il calore recuperabile a tale temperatura ammonta a circa il 25% dell energia liberata dal combustibile. I gas di scarico escono dal motore a temperatura relativamente elevata, tra 400 e 500 C; dal loro raffreddamento è possibile recuperare fino al 30% circa del calore entrante con il combustibile. Tuttavia, nel caso di alimentazione con combustibili contenenti composti acidi come il biogas, è bene evitare di raffreddare i fumi al di sotto di C per evitare la formazione di condense acide; in tal caso il calore recuperabile scende intorno al 20% del calore liberato dal combustibile. 3.6 Regime normativo e tariffario per la cessione di energia elettrica prodotta da fonte rinnovabile La normativa attualmente in vigore in Italia prevede un sistema di incentivazione per la generazione di elettricità da fonte rinnovabile, categoria nella quale ricade anche il biogas prodotto dalla digestione di masse organiche. L elettricità generata dagli impianti alimentati da fonti rinnovabili beneficia del meccanismo dei certificati verdi, che ne incrementa significativamente il valore. Ad essa è riconosciuta inoltre priorità di dispacciamento, cioè l obbligo del ritiro da parte del gestore della rete elettrica alla quale l impianto è collegato ed è remunerata, secondo la delibera dall Autorità per l Energia Elettrica e il Gas (AEEG) n. 34/05, al prezzo pari a quello di cessione alle imprese distributrici per la vendita al mercato vincolato, definito per fasce orarie dall AEEG annualmente (per l anno 2006 le fasce sono state definite dalla delibera AEEG n. 292/05). Il sistema di incentivazione delle fonti rinnovabili introdotto dal Decreto Legislativo n. 79/99 è basato sul meccanismo del mercato dei certificati verdi, titoli negoziabili che attestano la produzione di energia elettrica da fonte rinnovabile. I produttori e importatori di energia elettrica hanno l obbligo di immettere nel sistema elettrico nazionale una certa quota di energia da fonte rinnovabile. Deve cioè essere prodotta da fonte rinnovabile una certa frazione dell elettricità da essi prodotta o importata, al netto della cogenerazione e per la parte eccedente i 100 GWh. Il decreto legislativo n. 387/03 ha portato la quota d obbligo dal 2% per il 2003 al 3,05% per il 2006 (aumenti annui di 0.35 punti percentuali) e impone per gli anni successivi innalzamenti da stabilire tramite decreti emanati dal Ministero delle Attività produttive. L incremento della quota d obbligo ha l effetto di incrementare la domanda di certificati verdi e assicurare quindi un valore e- levato dei certificati verdi. Gli operatori attestano l immissione nel sistema elettrico della quota obbligatoria di e- nergia rinnovabile tramite la presentazione al GRTN di un numero corrispondente di certificati verdi, che possono essere acquistati oppure riferiti a produzione propria. I certificati verdi sono rilasciati dal GRTN (Gestore della Rete di Trasmissione Nazionale) in base all energia prodotta da fonte rinnovabile con impianti entrati in esercizio a seguito di nuova costruzione, potenziamento, rifacimento o riattivazione e solo per i primi otto anni di funzionamento. Attualmente ogni certificato verde corrisponde a 50 MWh, valore aggiornato dalla Legge 239/04. Il GRTN inoltre emette a proprio favore i certificati verdi riferiti all energia prodotta dagli impianti a fonti rinnovabili di cui ritira l energia secondo il vecchio programma di incentivazione tariffaria CIP6. Il GRTN offre i suoi certificati verdi a un prezzo calcolato ogni anno e reso noto. La vendita e l acquisto tra operatori di certificati verdi possono avvenire sia tramite contrattazione 25

30 bilaterale, nel qual caso il prezzo è stabilito dalle parti, sia sul Mercato dei Certificati Verdi dove il prezzo è determinato dalle proposte degli operatori secondo le regole di funzionamento di tale mercato. Quando, come nella situazione attuale, i certificati verdi dei privati sono insufficienti a coprire totalmente la domanda, la quota rimanente è fornita dal GRTN e in questo caso il prezzo dei certificati verdi del GRTN costituisce il prezzo di riferimento per il mercato. 3.7 Casi di specie La codigestione di rifiuti organici con altre matrici organiche, riguarda, in Europa, un numero decisamente minoritario di impianto di digestione anaerobica, corrispondenti a meno del 10% della potenzialità complessiva di trattamento. Le più importanti installazione di co-digestione sono italiane. In Tabella 3.9, sono elencate le principali esperienze nazionali relative alla digestione anaerobica dei rifiuti. Nel seguito del paragrafo, si dà una breve descrizione (da Cecchi e Bolzonella, 2005) delle installazioni per le quali sono disponibili dati gestionali; le prime sono relative al trattamento prevalente di FORSU, seguono gli impianti che prevedono co-digestione di diverse matrici organiche. Tabella 3.9: Digestione e co-digestione anaerobica dei rifiuti in Italia: realizzazioni a piena scala e- sistenti (da Cecchi e Bolzonella, 2005). Impianto Lozzo Atestino (PD) - Agrilux In esercizio dal Potenzialità (t/a) e tipo di rifiuto trattato FORSU, scarti agricoli Ad umido Verona FORSU da selezione meccanica Comune di Treviso fanghi depurazione FORSU Tipo di processo Consorzio di zona industriale Villacidro-Cagliari Camposampiero (PD) - SE.T.A. Bassano (VI) Brenta Servizi (2 impianti) fanghi depurazione FORSU residui zootecnici FORSU fanghi depurazione FORSU rifiuti solidi (residui da raccolta differenziata); FORSU fanghi di depurazione Roma fanghi depurazione, 1000 scarti alimentari Viareggio fanghi depurazione, 5000 FORSU Ad umido Ad umido Ad umido Ad umido bistadio A secco (Valorga, ST 35%) Ad umido Ad umido Roma FORSU A secco (Dranco, ST 35%) 26

31 Impianto di Verona Accetta rifiuti indifferenziati che vengono pre-trattati attraverso un sistema su due linee per la separazione in tre frazioni: materiale inerte e ferroso (inviato a discarica o al riciclo), materiale combustibile (RDF, inviato all inceneritore presente nel sito) e materiale organico, inviato alla digestione ad un tenore di secco compreso tra il 20 ed il 25% (sistema a semi-secco). La sezione di digestione comprende 4 reattori del volume unitario di 2000 m 3, che possono operare in condizioni mesofile o termofile, in serie od in parallelo. Tuttavia, nei primi 2-3 anni di funzionamento sono stati riportati diversi problemi. La linea è stata quindi modificata con l aggiunta di 3 hydro-pulper (BTA) per l ulteriore separazione del materiale pesante e leggero. Il flusso diluito in uscita dal pulper è quindi filtrato a 10 mm prima di essere inviato ai digestori. Il consumo energetico della linea di pretrattamenti risultava prossimo a 60 kwh/t. In accordo a quanto riportato da Cecchi & Bolzonella (2003), in due dei 4 digestori si erano verificati notevoli problemi di accumulo di materiale pesante durante il funzionamento, che ne aveva causato la messa fuori servizio. La produzione di biogas risultava di circa a 0,25 m 3 biogas/kg SV. Impianti di Bassano L impianto era stato inizialmente progettato per trattare un flusso di rifiuti proveniente principalmente da selezione meccanica del rifiuto indifferenziato e comprendeva tre reattori Valorga da 2000 m 3. Tuttavia, durante la costruzione dell impianto, il panorama di raccolta dei rifiuti è stato significativamente modificato dall implementazione della raccolta differenziata della frazione umida. Una linea tratta la FORSU derivante dalla raccolta differenziata, inviata ad uno dei digestori, mentre una seconda linea, che alimenta i restanti due reattori è alimentata con i rifiuti che residuano dalla raccolta differenziata di altre frazioni merceologiche (che presentano una frazione organica piuttosto bassa, compresa tra 10 e 16%) e con fanghi di depurazione. Le due linee ovviamente presentano caratteristiche ed efficienza decisamente diverse. Dal punto di vista dei pretrattamenti, la prima linea prevede un lacerasacchi, un vaglio per la separazione degli inerti, un separatore magnetico e una triturazione per raggiungere una pezzatura attorno ai 10 mm; la seconda linea comprende un lacerasacchi, una vagliatura, la separazione dei metalli, un mulino a coltelli, un vaglio a tamburo, un separatore gravimetrico per l ulteriore rimozione del materiale pesante. La richiesta energetica per i pre-trattamenti è di 78 kwh/t. In termini di produzione specifica di biogas, il primo reattore si attesta attorno a 0,6-0,8 m 3 biogas/kg SV, mentre gli altri due su 0,25 m 3 biogas/kg SV. Il rifiuto digerito viene quindi stabilizzato aerobicamente per la produzione di compost. Impianto di co-digestione di Treviso L impianto di Treviso prevede una linea acque che riceve m 3 /d di reflui civili ed una linea di digestione anaerobica che tratta i fanghi di depurazione e può ricevere fino a 10 t/d di rifiuti organici provenienti da utenze selezionate (ristoranti, mercati e mense) e dalla raccolta della frazione umida domestica. La linea di trattamenti che precedono la digestione si compone di una separazione meccanica degli inerti e dei metalli, a cui segue la miscelazione con i fanghi di depurazione, dalla quale esce una miscela al 4-6% in secco con un consumo energetico pari a 60 kwh/t, che si prevede possa ridursi a 40 kwh/t a seguito di un previsto raddoppio di potenzialità. La miscela è alimentata ad un digestore che opera in mesofilia da 2200 m 3. Tale digestore presenta un HRT di circa 30 d ed un carico volumetrico di 1 kg SV m -3 d -1. La produzione specifica di biogas è pari a 27

32 0,4 m 3 biogas/kg SV, mentre si è stimato che quella che deriva dalla frazione organica dei rifiuti è dell ordine di 0,7-0,8 m 3 biogas/kg SV. Il surnatante proveniente dalla disidratazione viene trattato in un reattore di cristallizzazione per il recupero dei nutrienti e loro valorizzazione come fertilizzante in agricoltura. Impianto di co-digestione di Viareggio Sulla base dell esperienza di Treviso, è stato previsto l ampliamento dell impianto di trattamento acque e fanghi di Viareggio dalla potenzialità di circa abitanti. Il sistema di pretrattamento dei rifiuti (43 t/d provenienti da raccolta differenziata della FORSU) prevede un consumo specifico pari a 40 kwh/t. E previsto che i due digestori ad umido (1500 e 3000 m 3 ) possano lavorare sia in mesofilia sia in termofilia, con un HRT attorno a 20 d ed un carico volumetrico pari a 2,2 kg SV m -3 d -1. Impianto di co-digestione di Cagliari-Villacidro L impianto adotta la tecnologia bistadio BTA precedentemente descritta. L impianto è dimensionato per trattare t/a di FORSU e t/a di fanghi di depurazione. La linea di pretrattamento dei rifiuti include un rompisacchi, un vaglio a tamburo, un separatore magnetico della frazione metallica, una vagliatura a mm il cui sottovaglio è inviato ad un successivo pretrattamento ad umido costituito da tre pulper BTA della capacità unitaria di 32 m 3 la cui sospensione in uscita subisce una ulteriore fase di vagliatura e di rimozione della frazione pesante. Il consumo energetico del trattamento del rifiuto organico è stimato in 80 kwh/t. La digestione anaerobica si articola poi in una fase di fermentazione acidogenica mesofila (HRT = 2-4 d) il cui effluente viene centrifugato per separare la fase liquida ricca di sostanza organica da inviare alla successiva fase di metanogenesi mesofila (HRT = 3 d, produzione specifica di biogas = 0,5-0,55 m 3 biogas/kg SV ). La fase solida viene invece inviata ad una sezione di compostaggio. Impianto di co-digestione di Padova-Camposanpiero L impianto, attualmente in fase di realizzazione, tratterà una miscela di tre substrati organici per un totale di t/a (rifiuti animali ad un tenore di secco del 3%, fanghi all 8% di ST e FORSU al 30% di ST). Del totale dei solidi alimentati, il 14,1% deriva dai rifiuti animali, il 18,1% dai fanghi ed il restante 67,8% dalla FORSU. La linea di pretrattamenti della FORSU prevede un trattamento meccanico da cui si separa una frazione con pezzatura inferiore a 100 mm che viene quindi inviata ad una selezione ad umido (hydro-pulper) per l ulteriore separazione della frazione pesante e l aggiustamento del tenore in secco all 8-10%. La sezione di digestione è bistadio e costituita da un reattore di idrolisi termofila da 770 m 3 seguito da un reattore di metanizzazione da 3300 m 3 ad umido (5% TS) miscelato mediante ricircolo del biogas all interno di un condotto centrale. Dopo disidratazione, vi è un post-compostaggio finale. 28

33 4. DESCRIZIONE DELL ATTUALE IMPIANTO DI CARONNO E SINTE- SI DEI PARAMETRI OPERATIVI L impianto di Caronno Pertusella presenta uno schema di processo di tipo biologico tradizionale a fanghi attivi, con nitrificazione e pre-denitrificazione, sedimentazione primaria e digestione anaerobica dei fanghi, costituito dalle seguenti principali fasi di trattamento: 4.1 Linea acque Si compone di: vasca di accumulo acque di pioggia; grigliatura grossolana su una sola linea; sollevamento iniziale con coclee; pretrattamenti meccanici (grigliatura media su tre linee, dissabbiatura-disoleatura su due linee); accumulo ed equalizzazione su due linee; sedimentazione primaria su due linee; comparto biologico su due linee, completo di nitrificazione e pre-denitrificazione; sedimentazione finale su due linee; sollevamento finale; filtrazione a sabbia su cinque linee; disinfezione mediante ipoclorito di sodio su una linea. Non è prevista una specifica sezione di defosfatazione, anche se risultano disponibili dotazioni impiantistiche (serbatoi e pompe dosatrici) in grado di assicurare dosaggi di cloruro ferrico a monte della sezione di filtrazione finale. 4.2 Linea fanghi Si compone di: pre-ispessimento su due linee; digestione anaerobica, costituita da due digestori primari riscaldati ed un digestore secondario non riscaldato né agitato; gasometro e torcia; recupero energetico con motori a gas; disidratazione meccanica mediante centrifuga e nastro pressa. L impianto è completo di una linea per il trattamento dei bottini derivanti da spurghi di caditoie e fosse settiche, costituito da una sezione di pre-trattamento meccanico (grigliatura, dissabbiatura, sollevamento) e da una vasca di accumulo laminazione delle portate di extra - pioggia, con loro successivo invio in testa all impianto principale, a monte della grigliatura grossolana. L impianto è dotato di due sistemi di misura della portate, ubicati subito a monte della sezione di equalizzazione (e comprendente pertanto anche le portate di ricircolo dei surnatanti della linea fanghi, dei contro lavaggi dalla filtrazione, dei bottini e delle acque meteoriche provenienti dall accumulo di testa) ed allo scarico finale. Nella successiva Tabella 4.1 sono riassunte le caratteristiche e le dimensioni delle principali sezioni di impianto. 29

34 Tabella 4.1 Caratteristiche e dimensioni delle principali sezioni di impianto (dimensioni, volumi ed aree sono riferiti a ciascuna linea). Unità N. linee Volume (m 3 ) Dimensioni Area (m 2 ) LINEA ACQUE Commenti Accumulo acque di extra pioggia Vasca realizzata in cemento armato, attrezzata con 2 pompe di sollevamento all impianto da 1600 m 3 /h di portata e potenza unitaria di 45 kw Grigliatura grossolana 1 Griglia oleodinamica, con luce da 80 mm installata in canale 2,5 (L) x 2,9 (H) m Sollevamento iniziale 3 3 coclee, di cui due con portata nominale di m 3 /h (potenza 92 kw) ed una di m 3 /h (potenza 44 kw) Grigliatura media 3 Griglie automatiche su 3 linee, con luce di 25 mm, installate in canali 1,5 (L) x 1,2 (H) m. Raccolta grigliato con nastro trasportatore, compattazione, accumulo in big bag, poi in cassone ed invio a smaltimento a discarica. Dissabbiatura/disoleatura aerata L = 25 m 17 m 2 Unità di tipo longitudinale, con insufflazione aria carroponte, estrazione sabbie mediante pompe solidali a carroponte ed invio a sistema a coclea di separazione acqua/sabbia, estrazione oli mediante pozzetto e prelievo con autobotti. Misuratore di portata 1 Asservito a paratoie su canali di alimentazione alle fasi successive Equalizzazione x 30 x 6 m Dotate ciascuna di 35 insufflatori statici sommersi (cannoni Elixor) per la miscelazione. Sedimentazione primaria D = 40 m, H bordo = 3 m Radiali, con carriponte a trazione periferica. Estrazione fanghi con valvole automatiche temporizzate. Presenza di scum box per raccolta galleggianti. Fanghi misti estratti mediante 2+1R pompe da 40 m 3 /h cad ed inviati a pre-ispessimento. Dal 2003 vengono estratti solo fanghi primari, mentre i fanghi di supero vengono addotti all ispessimento Pre-denitrificazione H =7 m 880 Ciascuna linea dotata di 2 agitatori sommersi. 30

35 Tabella 4.1 continua Unità N. linee Volume (m 3 ) Dimensioni Area (m 2 ) Commenti Nitrificazione H = 6 m Ciascuna linea è attrezzata con 720 diffusori statici tipo Elixor, alimentati da 2+1R compressori centrifughi a portata variabile da Nm 3 /h cad, ciascuno con potenza di 170 kw. Misura dell O 2 mediante un sonda per vasca. Ricircolo miscela aerata pompe centrifughe (una per vasca) di portata unitaria pari a m 3 /h e potenza installata di 10 kw. Nel caso in questione si tratta di due mixer analoghi a quelli presenti in vasca di denitrificazione, ma intubati. Sedimentazione secondaria D = 50 m, H media = 3 m Radiali, con carriponte aspirati a doppio braccio ed unica lama di sfioro. Recentemente attrezzati con scum box multipli. Ricircolo fanghi a predenitrificazione pompe centrifughe (di cui una riserva) da m 3 /h cad e 44 kw di potenza installata. Estrazione fango di supero pompe centrifughe (di cui una riserva) da 97 m 3 /h e 3,1 kw di potenza installata. Fanghi inviati a sedimentazione primaria. Dal 2003 solo a preispessimento. Sollevamento finale 3 3 pompe centrifughe da m 3 /h cad e 60 kw di potenza installata. Filtrazione 5 4,5 x 4,5 m H filtrante = 2,5 m 20 Strato filtrante costituito da antracite, sabbia e ghiaia. 2 pompe di controlavaggio ad acqua da m 3 /h e 75 kw di potenza installata; 2 compressori aria di controlavaggio da m 3 /h e 37 kw di potenza installata. 1 pompa di drenaggio da 43 m 3 /h. Bacino di disinfezione x 16 x 2,6 Dosaggio di ipoclorito di sodio (regolazione legata alla portata in via di approntamento), in probabile sostituzione con acido peracetico Misuratore di portata 1 Ultrasuoni su stramazzo uscita 31

36 Tabella 4.1 continua Unità N.linee Volume (m 3 ) Dimensioni Area (m 2 ) Commenti LINEA FANGHI Pre-ispessitori D = 16 m 201 Radiali, con funzionamento a gravità, vengono alimentati alternativamente. I fanghi ispessiti vengono inviati a digestione anaerobica mediante 2+1R pompe volumetriche da 2-19 m 3 /h. Digestori anaerobici primari D = 19,3 m 293 Mantenuti ad una temperatura di circa 33 C e continuamente miscelati con insufflazione di biogas compresso tramite 2+1R unità a lobi rotanti. Riscaldamento fanghi mediante 2 scambiatori, 2 caldaie da Cal/h, 2+1R pompe ricircolo da 125 m 3 /h, 2+1R pompe acqua calda Digestore anaerobico secondario D = 15,75 m 195 Vasca con funzione di accumulo a monte disidratazione, non agitata né riscaldata con estrazione biogas Disidratazione 3 2 Centrifughe 1 Nastro pressa 1 centrifuga da m 3 /h ed 1 centrifuga di recente acquisizione da 25 m 3 /h. 1 nastro pressa con tela da 2 m, non più utilizzata. Il fango è condizionato con polielettrolita, mediante n. 3 stazioni di preparazione e dosaggio. Gasometro D = 12 m Realizzato in cls con cupola in acciaio e tenuta idraulica Torcia 1 Portata nominale di 400 m 3 /h Co-generazione 3 3 motori a gas, di cui solo 2 in funzione (il terzo è usato per eventuali ricambi) 32

37 4.3 Linea biogas (Figura 4.1) Il biogas prodotto dalla digestione dei fanghi viene inviato ad in un gasometro cilindrico a tenuta idraulica da 700 m 3, che ne permette lo stoccaggio, ed è utilizzato come combustibile per il riscaldamento dei digestori primari. Il biogas è anche impiegato per garantire una adeguata agitazione della massa di fango, e a tal fine il biogas viene ricircolato, compresso e insufflato nei digestori tramite lance sommerse. Per mantenere costante la temperatura dei digestori primari a circa 34 C, i fanghi di ricircolo vengono riscaldati per mezzo di acqua calda, prevalentemente prodotta tramite la combustione in caldaia del biogas. Quando la quantità di biogas non è sufficiente e la temperatura dei digestori scende al di sotto dei 31 C, la caldaia viene alimentata con gasolio. Se invece la temperatura dei fanghi è superiore ai 33 C, il biogas viene inviato ai motori cogenerativi (2 motori da 200 kw el ) che producono energia elettrica e forniscono calore ai digestori. L impianto è fornito di torcia che viene utilizzata qualora la produzione di biogas fosse superiore ai consumi: a completo riempimento del gasometro il biogas in eccesso è eliminato nella torcia di combustione. Gasometro Motori cogenerativi (2 x 200 kwel) Elettricità prodotta Biogas Fanghi di filtrazione e di supero Fanghi primari Ispessimento Fanghi ispessiti Digestori Calore per digestori primari Caldaie Calore Calore Fanghi digeriti Centrifuga Fanghi disidratati Energia termica Elettricità Fanghi, FORSU Combustibili Figura 4.1: Schema dell impianto esistente di digestione Non essendo disponibili dati affidabili sulla produzione di biogas, è stata effettuata una stima del bilancio energetico nelle condizioni attuali considerando che mediamente il biogas prodotto in un giorno sia in grado di riempire circa due volte il gasometro, come da indicazioni fornite da Lura Ambiente. Ciò corrisponde indicativamente ad una quantità di biogas giornaliera di m n 3, pari a m n 3 all anno. Assumendo un contenuto di metano del 60% molare, si ricava che l energia resa disponibile dal biogas, riferito al potere calorifico inferiore, è di GJ 2 all anno. 2 1GJ=10 9 Joules= kcal 33

38 Attualmente l utilizzo prevalente del biogas è la combustione in caldaia. Infatti nel 2005 i motori cogenerativi hanno generato kwh, e quindi, ipotizzando un rendimento medio di conversione elettrica dei motori del 30%, il loro consumo è stato di GJ di biogas, pari al 25% della totale disponibilità. Nelle caldaie è stato utilizzato il restante biogas e, come integrazione, circa litri di gasolio. Assumendo per i motori un rendimento termico del 40%, perdite termiche nel sistema di riscaldamento dei digestori 3% e rendimento medio delle caldaie 80% 3, si può stimare indicativamente che il calore richiesto dai digestori sia stato fornito per il 13% dai motori cogenerativi, per il 9% dalle caldaie alimentate a gasolio e per il restante 78% dalle caldaie alimentate a biogas, con una domanda totale annua dei digestori di circa GJ. Il calore ceduto ai digestori così calcolato risulta leggermente inferiore al valore previsto per lo scenario con co-digestione di fanghi primari e FORSU, che è di circa GJ (vedi Cap. 7). Tale valore è in linea con quanto atteso, poiché la massa alimentata attualmente ai digestori, composta da fanghi primari, secondari e terziari, è leggermente inferiore rispetto alla massa di fanghi primari e FORSU che si è considerato di inviare alla digestione Conclusioni e raccomandazioni dello studio del 2003 Si riassumono nel seguito le principali osservazioni e conclusioni cui era pervenuto lo studio redatto nel 2003 dal prof. ing. Luca Bonomo, avente per oggetto la verifica delle linee di depurazione esistenti alla luce di un orizzonte di breve (anno 2006) e mediolungo termine (2016) e gli interventi da effettuarsi in tali prospettive. Le verifiche di processo erano orientate al rispetto, in un prospettiva futura, dei limiti di Tabella 2 dell Allegato 5 del D. Lgs.152/99 per i nutrienti e a valori di BOD ed SST di 10 mg/l, in linea con altre importanti realtà depurative recentemente realizzate in Lombardia. Lo studio individuava inizialmente la portata e la potenzialità dell impianto ai due scenari temporali prima indicati, sulla base degli andamenti demografici dei residenti nei Comuni serviti dall impianto, delle previsioni di incremento formulate dal Censis e dai dati ipotizzati dal vigente Piano Regionale di Risanamento delle Acque. Veniva inoltre ipotizzato che tutta la popolazione fosse al 2016 servita dalla rete di collettamento fognario e che gli allacciamenti e l aumento delle dotazione idrica si incrementassero in maniera uniforme tra l anno di riferimento dello studio (2001) ed il Risultavano così i dati riportati nella seguente Tabella Tale rendimento di recupero risulta ampiamente raggiungibile assumendo il biogas a 34 C saturo, composto per il 60% (in volume su base secca) di metano, e i gas combusti contenenti il 5% di ossigeno (in volume su base secca) raffreddati fino a 200 C. 4 Nello scenario alternativo si è considerato di inviare ai digestori la FORSU, anziché i fanghi secondari e terziari che verrebbero inviati invece direttamente alla disidratazione finale. 34

39 Tabella 4.2 Dati di riferimento del precedente studio del 2003 Voce Unità di misura Valori al 2006 Valori al 2016 Popolazione servita AE Civile AE Industriale AE Portata di tempo secco portata giornaliera (media annua) Q 24 m 3 /d di cui: Civile m 3 /d Industriale m 3 /d portata di calcolo Q c Portata di tempo secco, con sollevamento dalla vasca di accumulo acque extra pioggia Q c+a m 3 /d m 3 /d Portata (tempo di pioggia) portata massima in tempo di pioggia Q p m 3 /d Inquinamento organico (BOD 5 ) apporto unitario per residenti/industriali BOD 5 /(AE d) carico giornaliero residenti kgbod 5 /d carico giornaliero industriali kgbod 5 /d carico giornaliero totale kgbod 5 /d Concentrazione media annua mgbod 5 /L Apporti di azoto (TKN) apporto unitario per residenti gn/(ae d) apporto unitario per industriali gn/(ae d) 7,2 7,2 carico giornaliero residenti kgn/d carico giornaliero industriali kgn/d carico giornaliero totale kgn/d concentrazione media annua mgn/l 44 39,4 Apporti di nitrati influenti mgn/l 3 3 Apporti di fosforo apporto unitario per residenti gp/(ae d) 1,75 1,75 apporto unitario per industriali gp/(ae d) 0,7 0,7 carico giornaliero kgp/d 220,5 236,4 concentrazione media annua mgp/l 5,7 5,1 Apporti di solidi sospesi totali apporto unitario per residenti gss/(ae d) apporto unitario per industriali gss/(ae d) carico giornaliero totale gss/d concentrazione media annua mgss/l

40 Rispetto a portate e carichi in arrivo all ingresso all impianto nel primo semestre 2002, lo studio rilevava quanto segue: non vi era misura di portata sul collettore fognario in arrivo all impianto; la portata misurata nel punto posto in uscita dell equalizzazione e a monte della sedimentazione primaria (ubicazione 2A), comprendeva anche i reflui provenienti dal trattamento bottini, le acque derivanti dal contro lavaggi dei filtri terziari, i surnatanti della linea fanghi e le acque che, stoccate durante gli eventi meteorici nella vasca volano posta a monte dell impianto, vengono poi riprese ed inviate in impianto. I valori registrati (dell ordine di m 3 /d) risultavano ben superiori a quelli teoricamente prevedibili nelle condizioni di tempo asciutto e riportati in Tabella 4.2 dimostrando che il contributo delle acque di pioggia era rilevante e rende difficile ricavare la portata media giornaliera di tempo asciutto in arrivo all impianto. I carichi di COD e BOD in ingresso, valutati come prodotto di portate e concentrazioni nel punto 2A prima definito, pur molto variabili nei diversi mesi, risultavano abbastanza prossimi a quelli teoricamente prevedibili in funzione dei residenti e delle industrie allacciati in quel momento. La concentrazione di solidi sospesi totali nell influente era modesta, a causa presumibilmente dei lunghi tempi di permanenza in fognatura ed alla presenza di liquami industriali caratterizzati da un basso carico in termini di solidi sospesi totali. Il rapporto tra sostanza organica e TKN era mediamente superiore a quello riscontrabile su un liquame civile ed il rapporto medio ammoniaca/tkn era pari a 0,85; vi era sempre una certa presenza di nitrati, con concentrazioni nel punto 2A di campionamento mediamente comprese tra 2,5 e 3,5 mgn-no 3 /L. In merito alle condizioni operative dell impianto, lo studio rilevava che: vi era un modesto ispessimento del fango nella sedimentazione secondaria, non correlabile ad anomali valori di SVI, ma probabilmente al fatto che abbastanza frequentemente il sedimentatore si trovava ad operare in condizioni di elevato carico di solidi ed elevati carichi idraulici conseguenti all invio delle portate sollevate dalla vasca di accumulo extra-pioggia; vi era una riduzione molto modesta della componente volatile in digestione anaerobica (circa 6 punti percentuali), indice o di una modestissima biodegradabilità dello stesso o di condizioni del processo di digestione non del tutto soddisfacenti; se i carichi volumetrici risultavano adeguati, così non era per i tempi di residenza, troppo brevi per garantire una buona stabilizzazione del fango e una congrua produzione di biogas. Veniva inoltre ipotizzata la possibilità che il volume utile del digestore (già modesto in base ai dati di progetto) si fosse negli anni progressivamente ridotto, per effetto dell accumulo di materiale inerte conseguente alla presenza di fasi di griglia- 36

41 tura ad ampia spaziatura ed al trattamento di consistenti aliquote di acque di pioggia caratterizzate da una maggior presenza di sostanze inerti rispetto ai liquami fognari; vi era una scarsa efficienza di disidratazione della nastro-pressa, alla quale infatti veniva inviata una frazione molto modesta del fango da trattare. Venivano infine indicati i seguenti interventi principali da attuare in maniera programmata per migliorare le condizioni operative e garantire il rispetto dei limiti previsti: la sostituzione della griglia grossolana esistente con una a minore spaziatura (30 40 mm), compatibilmente con le problematiche di tipo idraulico inerenti il collettore di adduzione e gli afflussi alla vasca volano; la revisione della sezione di grigliatura secondaria, da attuarsi nel breve medio periodo, prevedendo l installazione di griglie fini di spaziatura non superiore ai 3 mm, in grado di preservare le successive fasi di trattamento (ed in particolare la linea fanghi) dagli apporti di corpi solidi non degradabili, in larga misura presenti soprattutto nella sezione di digestione anaerobica; per conseguire tempi di residenza in digestione anaerobica almeno pari a 20 giorni, erano previsti una serie di interventi: sin dal breve periodo, l invio dei fanghi di supero ad un ispessimento di tipo dinamico o per flottazione, in grado di conseguire un tenore di secco almeno del 4%; l invio dei fanghi della filtrazione finale, non richiedenti una fase specifica di stabilizzazione, ad una linea di trattamento dedicata, evitando quindi il loro invio in sedimentazione primaria; l invio dei fanghi primari ad uno dei due pre-ispessitori statici esistenti, in modo da garantire un loro tenore di secco del 5%. Veniva inoltre suggerito di effettuare delle verifiche sperimentali mediante tracciante per determinare le reali condizioni idrodinamiche di funzionamento dei digestori (grado di miscelazione, presenza di cortocircuiti, ecc.) ed i reali tempi di permanenza del fango al loro interno; prevedere, per quanto possibile sin dal breve termine, un potenziamento della sezione di disidratazione meccanica, con una o due nuove apparecchiature in grado di provvedere una buona flessibilità gestionale ed una adeguata riserva; il mantenimento degli esistenti volumi di nitrificazione, che si potevano ritenere sostanzialmente adeguati anche in previsione dei futuri limiti, purché venisse prevista la sostituzione dell esistente sistema di trasferimento dell ossigeno con uno più efficiente ed in grado di garantire concentrazioni di ossigeno disciolto di 2,5 3 mgo 2 /L. La fase di pre-denitrificazione sarebbe invece risultata insufficiente, sia come volumi che come disponibilità di carbonio organico, anche per la presenza di circa 3 mgn/l di nitrati nel liquame fognario. Veniva quindi indicata la necessità di una fase di post-denitrificazione alimentata con carbonio organico rapidamente biodegradabile di fonte esterna, in grado di apportare, in condizioni invernali, un ulteriore rimozione di circa 5 mgn-no 3 /L. veniva suggerito, in una prospettiva di medio lungo termine, la realizzazione di un altra unità di sedimentazione secondaria, sicuramente opportuna nel momento in cui non risultasse tecnicamente ed operativamente possibile limitare il sollevamento 37

42 delle acque di extra-pioggia all impianto di depurazione alle ore di minor afflusso dalla fognatura e per periodi limitati di tempo; riguardo all impiego ed alla funzione dei bacini aerati di equalizzazione a monte della sedimentazione primaria, lo studio indicava che l utilità di questa fase era abbastanza limitata mentre, per contro, essa poteva comportare la riduzione del contenuto di sostanza organica più rapidamente biodegradabile, a danno della fase biologica successiva di pre-denitrificazione. l ampliamento e/o l integrale sostituzione della sezione di filtrazione terziaria, decisamente insufficiente rispetto alla potenzialità futura richiesta. Degli interventi indicati, è stata adeguata ad oggi la fase di disidratazione, con il recente approvvigionamento di una centrifuga ALFALAVAL completamente automatizzata da 25 m 3 /h. 4.5 Dati operativi attuali e criticità Per valutare lo stato attuale di funzionamento della linea fanghi, sono stati analizzati i dati contenuti nel registro di esercizio della linea acque e fanghi e i dati di portata giornalieri forniti da Lura Ambiente per l anno Produzione di fanghi Per definire i quantitativi e le caratteristiche dei fanghi prodotti dall impianto, si è fatto riferimento, dove possibile, agli attuali dati di funzionamento che sono stati confrontati con i valori stimati per l anno 2006 di cui al paragrafo precedente. Sedimentazione primaria e produzione di fanghi primari In testa alla sedimentazione primaria viene ancora ricircolata l acqua di controlavaggio dei filtri terziari. Qualsiasi misura dei fanghi estratti da questa sezione comprende quindi sia i fanghi primari che quelli terziari. Il contributo di questi ultimi è probabilmente attualmente modesto, dato che i filtri sono sottodimensionati rispetto alle portate attuali e dovrebbero quindi ricevere solo una parte della portata in uscita dalla sedimentazione secondaria. La valutazione della quantità di solidi decantati attualmente in sedimentazione primaria è stata condotta a partire dai seguenti dati: - portata liquida trattata in sedimentazione primaria (Q), - concentrazione di solidi sospesi nel flusso liquido in ingresso alla sedimentazione primaria (c SS,IN ) ed in uscita dalla stessa (c SS,OUT ), - portata giornaliera estratta dalla sedimentazione primaria (Q sedi in m 3 /d), - tenore in secco del fango sedimentato (SS sedi %), - percentuale di sostanza volatile rispetto ai solidi totali nel fango sedimentato (SV sedi %). 38

43 Dato che la frequenza di misura della concentrazione di solidi nel flusso è inferiore a quella della misura di portata, i dati mancanti sono stati valutati mediante media mobile. In Tabella 4.3, si riportano i principali parametri aggregati delle serie di dati sopra elencati. Tabella 4.3: Principali parametri aggregati delle serie di dati analizzati. Grandezza media annuale deviazione standard media mensile deviazione standard massimo giornaliero massimo mensile minimo giornaliero minimo mensile c SS,IN [mg/l] 157,0 93,3 155,1 22,4 740,0 213,5 5,0 121,4 c SS,OUT [m 3 /d] 85,2 65,4 86,4 36,6 420,0 191,7 10,0 35,0 Q [m 3 /d] Q sedi [m 3 /d] 76,0 60,2 77,9 34,0 400,0 153,3 1,0 31,1 SS sedi [%] 3,66 0,83 3,63 0,41 5,70 4,44 0,60 2,62 SV sedi [%] 64,65 4,40 64,35 4,06 71,90 70,93 49,40 57,17 Il carico di fanghi primari estratti in termini di solidi totali (C fi,ss ) e di solidi volatili (C fi,sv ) è stato quindi valutato come: C fi,ss,estratti [kg SS /d]= Q sedi [m 3 /d] SS sedi [kgss/100 kg] 0,1[m 3 /100 kg] C fi,sv,estratti [kg SV /d] = C fi,ss [kgss/d] SV sedi [%]/100 Per verifica, è stato poi calcolato il carico di fango rimosso dal trattamento di sedimentazione primaria (C fi,ss,rimosso ), come prodotto della portata di liquame trattata per la differenza tra concentrazione di solidi volatili in ingresso ed in uscita dal trattamento stesso e, da questo, il carico corrispondente in termini di solidi volatili: C fi,ss,rimosso [kg SS /d]= Q [m 3 /d] (c SS,IN - c SS,OUT )[kg SS /m 3 ] C fi,sv,rimosso [kg SV /d] = C fi,ss,rimosso [kgss/d] SV sedi [%]/100 I valori giornalieri ottenuti, in termini di solidi volatili, sono riportati in Figura 4.2. Si nota la notevole variabilità del carico giornaliero, che presenta valori compresi tra 0 e più di kg SV /d. I valori medi annuali del carico giornaliero di fango estratto e rimosso sono risultati rispettivamente pari a: C fi,ss,estratti = 1600 kg SS /d C fi,sv,estratti = 1000 kg SV /d C fi,ss,rimossi = 3000 kg SS /d C fi,sv,rimossi = 1900 kg SV /d La discrepanza tra i carichi medi di fanghi primari rimossi dalla sedimentazione ed e- stratti dalla stessa potrebbe essere indicativa di un accumulo del fango nelle tramogge delle vasche di sedimentazione primaria. L entità di tale accumulo sarebbe valutabile come differenza tra il fango complessivamente rimosso e quello estratto, come mostrato in Figura 4.3. Sulla base del grafico, si osserverebbe un consistente accumulo del fango 39

44 nei primi due mesi dell anno, ed un successivo mantenimento della quantità accumulata durante i mesi successivi. Tuttavia, il valore della massa di fango accumulata, risulta incompatibile con le volumetrie della vasche di sedimentazione (9000 m 3 ), in quanto corrisponderebbe ad una concentrazione di solidi media pari a circa 22 kg SV /m 3, evidentemente non realistico. Ciò ha portato ad escludere i dati relativi ai primi due mesi di funzionamento, che presentano una forte ed ingiustificata discrepanza tra carichi di fango rimossi dal flusso liquido ed estratti dal sedimentatore. I carichi di fango primario sono quindi stati ricalcolati sui dati relativi al periodo marzo-novembre 2005 (i dati relativi al mese di dicembre sono risultati incompleti); i valori ottenuti sono i seguenti: C fi,ss,rimossi = 2400 kg SS /d C fi,sv,rimossi = 1600 kg SV /d C fi,ss,estratti = 1900 kg SS /d C fi,sv,estratti = 1200 kg SV /d Come carico di fango primario alimentato alla digestione per i successivi calcoli di fattibilità della co-digestione, è stato assunto il valore di 3000 kg SS /d, pari al massimo tra i due carichi precedentemente calcolati, ulteriormente incrementato del 25% per tener conto dell elevata variabilità riscontrata nei dati di funzionamento. Figura 4.2: Carico giornaliero di fango primario rimosso dal trattamento di sedimentazione ed e- stratto dallo stesso. La linea continua corrisponde alla media mobile su 30 giorni. 40

45 Figura 4.3: Valore cumulato dei sospesi rimossi in sedimentazione primaria e dei fanghi estratti dalla tramoggia del sedimentatore (con relative rette interpolanti) e differenza tra le due curve ( accumulato ). Si osserva che il valore così assunto (in base agli attuali dati di esercizio e ipotizzando trascurabile l attuale apporto di fanghi terziari) risulta nettamente inferiore alle stime condotte in precedenza (Bonomo, 2003). Peraltro la minor produzione di fango primario non può essere attribuita ad un cattivo funzionamento della sedimentazione primaria. Il suo rendimento, in termini di solidi sospesi, è risultato infatti pari al 60% (media dell anno 2005, Figura 4.4) e quindi complessivamente soddisfacente, pur con notevole variabilità. Questa discrepanza era già stata messa in luce nel precedente studio. Si osservi che anche ipotizzando un apporto specifico di solidi nullo per le utenze industriali ed attribuendo ai soli utenti civili (circa AE al 2006) una produzione specifica di fango primario di 54 gsst/ae/d, si otterrebbe un valore complessivo di kgsst/d, più che doppio rispetto ai valori attualmente estratti dalla sedimentazione. L anomalia di comportamento va attribuita al basso contenuto di solidi sospesi nei reflui alimentati al depuratore. La relativa concentrazione, relativa al collettore in ingresso all impianto, è risultata infatti compresa nell intervallo mgss/l (ad esclusione di un dato anomalo pari a 420 mg/l) con un valor medio annuale di soli 66 mg/l. Valori così bassi non trovano giustificazione, come appena evidenziato, neppure ammettendo la completa assenza di materiale sospeso nella componente industriale dei reflui né significativa sedimentazione in rete dei solidi sedimentabili di origine civile. L argomento merita un futuro approfondimento con dettagliati accertamenti analitici e con esame delle condizioni di alimentazione e di funzionamento dell intero sistema di collettamento a monte del depuratore. 41

46 Figura 4.4: Andamento del rendimento del trattamento di sedimentazione primaria durante l anno Trattamento biologico e fanghi secondari La valutazione della quantità di solidi prodotti dal trattamento biologico (fanghi biologici) è stata condotta a partire dai seguenti dati: - portata giornaliera di fanghi estratti dalla sedimentazione secondaria (Q sedii in m 3 /d), - tenore in secco del fango di ricircolo (SS sedii %), - percentuale di sostanza volatile rispetto ai solidi totali (SV sedii %). Come già detto per la stima dei fanghi primari, dato che la frequenza di misura della concentrazione di solidi nel flusso è inferiore a quella della misura di portata, i dati mancanti sono stati valutati mediante media mobile. In Tabella 4.4, si riportano i principali parametri aggregati delle serie di dati sopra elencati. Tabella 4.4: Principali parametri aggregati delle serie di dati analizzati. Grandezza media annuale deviazione standard media mensile deviazione standard massimo giornaliero massimo mensile minimo giornaliero minimo mensile Q sedii [m 3 /d] 533,6 236,3 523,8 146, ,0 835,3 7,0 183,1 SS sedii [%] 8,61 2,16 8,61 1,66 13,60 11,22 3,30 4,99 SV sedii [%] 73,77 1,42 73,60 1,20 76,50 75,57 70,70 71,55 Come per i fanghi primari, il carico di fanghi secondari, in termini di solidi totali (C fi,ss ) e di solidi volatili (C fi,sv ), è stato quindi valutato come: 42

47 C fii,ss [kg SS /d] = Q sedii [m 3 /d] SS sedii [kg SS /100 kg] 0,1[m 3 /100 kg] C fii,sv [kg SV /d] = C fii,ss [kg SS /d] SV sedii [%]/100 I valori giornalieri ottenuti, in termini di solidi volatili, sono riportati in Figura 4.5. Anche per l estrazione di fanghi secondari, si nota una notevole variabilità del carico giornaliero, che presenta valori compresi tra 0 e 8000 kg SV /d, ad eccezione di un unico valore estremo pari a kg SV /d. I valori medi annuali del carico giornaliero di fango secondario estratto sono risultati pari a: C fii,ss = 4400 kg SS /d, C fii,sv = 3100 kg SV /d Confrontando tali dati con i valori di stimati al 2006 (Bonomo, 2003), pari a 5160 kg SS /d, si osserva una discrepanza del 15%, decisamente più contenuta rispetto a quella riscontrata per la produzione di fanghi primari. Figura 4.5: Carico giornaliero di fango secondario estratto dalla sedimentazione secondaria. La linea continua corrisponde alla media mobile su 30 giorni. Sempre relativamente al trattamento secondario, è stato valutato l andamento dei solidi sospesi in vasca di ossidazione, riportato in Figura 4.6. Anche in questo caso, si assiste ad una notevole variabilità del dato, che assume valori compresi tra 2 e 6 g SS /L, con media annuale pari a 4,6 g SS /L. L età media del fango (SRT) risulta quindi di circa 33 giorni. 43

48 Figura 4.6: Andamento dei solidi sospesi in vasca di ossidazione. Infine, è stata determinata la produzione specifica di fango del trattamento secondario (P fii ), determinata come rapporto tra il fango annualmente prodotto ed il carico di BOD annualmente rimosso dal trattamento secondario (C BOD,rim ), quest ultimo determinato come prodotto tra portata, concentrazione dell influente secondario e rendimento medio di rimozione (pari all 88,1%): P fii = C fii,sv [t SV /a]/c BOD,rim [t BOD /a] = 1020/1384 = 0,69 t SV /t BODrim. La produzione specifica di fango risulta alquanto elevata, tenendo conto dell età media del fango del trattamento biologico e dalla presenza del trattamento di sedimentazione primaria. Dai dati di funzionamento riportati, è infine lecito attendersi che il fango biologico prodotto mostri scarsa putrescibilità e sia sufficientemente stabilizzato da non richiedere una ulteriore fase di stabilizzazione. A questo riguardo, la Water Environment Federation statunitense (WEF, 1995), indica che un fango biologico può ritenersi stabilizzato quando sia verificata la seguente disequazione: Temperatura SRT 300 ( C d) Per l impianto di Caronno Pertusella, assumendo una temperatura media annuale di 15 C ed un SRT medio di 33 giorni, si ottiene un valore del prodotto Temperatura SRT prossimo a 500 C d. Fanghi da filtrazione Non sono, come già detto, disponibili dati utili alla quantificazione separata della produzione di fanghi terziari, che vengono estratti dal sedimentatore primario insieme con i fanghi primari. Produzione complessiva di fanghi 44

49 L andamento complessivo della produzione di fanghi, calcolato come somma dei fanghi estratti dalla sedimentazione primaria e secondaria è riassunto in Figura 4.7. Il rapporto tra carico giornaliero medio ed carico massimo giornaliero risulta pari a 3, ad indicare una elevata variabilità giornalieri di questi quantitativi. Tale variabilità si ripercuote negativamente sul funzionamento delle unità di processo che compongono la linea fanghi ed in particolare sul trattamento di digestione anaerobica ed andrà certamente ridotta mediante una gestione più controllata e regolare di questi flussi. Figura 4.7: Carico giornaliero di fango estratto dalla linea acque (fango primario + fango secondario). La linea grigia corrisponde alla media mobile su 30 giorni. Pre-ispessimento I dati di esercizio dell anno 2005 relativi a: - portata giornaliera estratta dal pre-ispessimento (Q isp in m 3 /d), - tenore in secco del fango ispessito (SS isp %), - percentuale di sostanza volatile rispetto ai solidi totali (SV isp %), non sono stati sufficienti a valutare la portata in massa estratta dal pre-ispessimento. Infatti, osservando l andamento dei pochi dati relativi al tenore in solidi volatili del flusso estratto dall ispessimento, si nota come essi siano, in alcuni casi, analoghi a quelli che caratterizzano il fango primario, e quindi relativi all ispessitore alimentato con tale fango, in altri casi, analoghi a quelli del fango secondario, e quindi relativi all ispessitore alimentato con tale fango (Figura 4.8). I dati relativi al tenore in solidi volatili permetterebbe, quindi, di capire da quale ispessitore viene operata, di giorno in giorno, l estrazione di fango. Tuttavia, la maggioranza dei dati di portata giornaliera estratta dal pre-ispessimento non è corredata da un corrispondente dato di concentrazione di solidi. Per tali dati di portata non è dunque possibile determinare da quale ispessitore il flusso derivi, né è lecita alcuna assunzione relativa al relativo tenore in solidi, rendendo così impossibile il calcolo del carico di fango estratto dal trattamento. 45

50 Figura 4.8: Confronto tra il tenore in solidi volatili del flusso estratto dal pre-ispessimento con quello relativo ai fanghi primari e secondari. Sulla base dell ipotesi fatta ed assumendo come dati relativi all ispessitore per i fanghi primari quelli con tenore di solidi volatili inferiori al 70%, e come dati relativi all ispessitore per i fanghi secondari quelli con tenore di solidi volatili superiore al 70%, è stato stimato il tenore di solidi medio del flusso uscente da ciascun ispessitore, che è risultato pari a: Ispessitore fanghi primari: ST medio = 4,2% Ispessitore fanghi secondari: ST medio = 3,5% Digestione anaerobica Sono stati analizzati i dati relativi alla concentrazione di solidi nel digestore primario, il solo in funzione durante l anno 2005 ( digestore B ), riportati in Figura 4.9. La forte variabilità dei dati riflette la variabilità dei carichi estratti dalla linea fanghi (Figura 4.7) e la variabilità dell efficienza del processo di digestione. Non essendo disponibili dati relativi ai flussi giornalieri estratti dal digestore secondario ed inviati alla disidratazione, non è possibile effettuare una valutazione puntuale del rendimento di rimozione dei solidi volatili in digestione. Tuttavia, gli andamenti mostrati in Figura 4.9 sono chiaramente indicatori di un digestore operato in condizioni fortemente non stazionarie, condizioni che precludono l ottimizzazione del complesso processo biologico di digestione anaerobica. E stato, infine, confrontato il tenore in solidi volatili nel flusso estratto dal preispessimento, ed alimentato al digestore primario, con quello estratto dalla digestione secondaria; tale confronto dà un indicazione, per quanto sommaria, del rendimento di metanizzazione. Come atteso, si ricava una riduzione media del tenore di solidi volatili decisamente bassa e pari del 4,8% (Figura 4.10). 46

51 Figura 4.9: Andamento dei solidi in uscita dal digestore anaerobico durante l anno Figura 4.10: Differenza tra il tenore di solidi volatili, espresso come % rispetto ai ST, nel fango i- spessito e nel fango in uscita dal secondo stadio di digestione. Focalizzando l attenzione sulla sezione di digestione anaerobica, è stata valutata la produzione teorica di biogas ottenibile in condizioni di funzionamento allo stato stazionario e considerando i seguenti flussi medi annui di esercizio alimenti (si sono trascurate le perdite di solidi nel trattamento di pre-ispessimento): Fanghi primari: SS = 2400 kg ST /d, SV=64%, U=95,8% Fanghi secondari: SS = 4400 kg ST /d, SV=74%, U=96,5% La miscela in ingresso al digestore presenta quindi le seguenti caratteristiche: SS = 6800 kg ST /d, SV = 4780 kg SV /d, SV = 70 %, U = 96,3%, Peso umido = 183 t/d, densità = 1008 kg/m 3, portata = 181 m 3 /d. Considerando che attualmente vi è in esercizio un solo digestore primario, del volume utile assunto pari a 2700 m 3, si ricavano i seguenti dati di funzionamento medi in termini di carico volumetrico (Cv) ed di tempo di residenza idraulico (HRT): 47

52 4780 kg Cv = 2700 m SV 3 d kg = 1,8 3 m m HRT = = 14,9 d 3 181m /d SV d Si può notare che, seppur il carico volumetrico risulti adeguato, il tempo di residenza idraulico è inferiore ai 20 giorni normalmente adottati per garantire la completezza del processo biologico in digestori anaerobici di fanghi di depurazione in condizioni mesofile. E stata poi valutata la produzione di biogas teorica in base alla formulazione di Pöpel, secondo la quale la produzione teorica di biogas (g), in funzione del carbonio gassificato, può essere stimata come: xt g = 1,866 (1 0, ) [m 3 n kg -1 C] dove: T = temperatura di digestione ( C) x = ( N / C) 1,204 0, , ( N / C) 2,11 essendo N/C il rapporto tra azoto e carbonio presente nei fanghi. La produzione effettiva a tempo infinito si calcola poi, a partire da quella teorica (g), moltiplicandola per un coefficiente riduttivo k, pari a 0,6-0,7 per digestori ad alto carico, che tiene conto dell incompletezza del processo di digestione. La produzione di gas ottenibile in corrispondenza del tempo di digestione (g t ) si calcola dalla: g t = k g (1-10 -y t ) [m n 3 kg -1 C] dove y, per digestori sempre agitati e riscaldati, dipende dalla temperatura di digestione secondo la: y = 0,015 [10 0,0308 T -1, ,0865 T - 3, ,1374 T ] Si ricava, infine, la produzione specifica di gas (G): G = g t c sv [m n 3 /kg SV ] dove: c sv = frazione (in peso) di carbonio nei solidi volatili del fango fresco. Assumendo per il caso in esame: un rapporto N/C pari a 0,102 per i fanghi primari e pari a 0,237 per i secondari, una frazione di carbonio nei solidi volatili pari al c SV = 0,52, un fattore di sicurezza k = 0,6 (al limite inferiore dell intervallo per tener conto del basso valore di HRT), una temperatura di digestione T = 34 o C, un tempo di digestione pari all HRT, 48

53 si quantifica una produzione specifica pari a 0,47 e 0,34 m n 3 biogas /kgsv alimentato rispettivamente per i fanghi primari e secondari. Adottando tali produzioni specifiche, ci si potrebbe attendere una produzione di biogas pari a circa 1800 m n 3 /d, a fronte di un valore reale che non è noto con precisione, ma che è stata valutato in via molto approssimativa sulla base delle indicazioni fornite da Lura Ambiente, in m n 3 biogas /d. Dal dato di 1800 m n 3 /d è poi possibile supporre la quantità di solidi volatili ridotti, assumendo la seguente relazione stechiometrica tra gas prodotto e solidi volatili gassificati: g/sv = 1,866 m 3 n/kg Cgassificato 0,52 kg Cgassificabile /kg SV = 0,97 m 3 n/kg SVgassificato Risulta una riduzione di solidi per gassificazione pari a: SV ridotti = (1800 m n 3 /d) /(0,97 m 3 n/kg SVgassificato ) = 1850 kg SVgassificati /d, SV dopo digestione = = 2630 kg SVdopo digestione /d che corrisponde ad una riduzione pari a 1850/4780 = circa il 39% del carico di solidi volatili alimentati al digestore. Considerando che i solidi non volatili (pari a = 2020 kg SNV ) non subiscono riduzione nel digestore, il tenore di solidi volatili in uscita da questo risulta pari a: 2630 / ( ) = circa 57%, corrispondente ad una riduzione di 13 punti percentuali tra ingresso ed uscita. Tale riduzione attesa risulta superiore a quella media riscontrata sui dati di esercizio 2005 e pari al 4,8%, a confermare che la digestione anaerobica non riesce ad operare in condizioni ottimali in maniera continuativa, pur osservandosi alcuni punti (Figura 4.10) nei quali la riduzione di volatili si avvicina a 10 punti percentuali. Le cause più probabili di tale scarsa resa possono essere identificate in: - condizioni non ottimali di gestione del processo: temperatura, eccessiva variabilità delle condizioni di carico del digestore, insufficiente tempo di residenza idraulico; - scarsa putrescibilità dei fanghi data dall elevata età del fango che caratterizza il trattamento biologico; Tale situazione conferma quanto in precedenza indicato nello studio del 2003 e per riportare non solo i digestori, ma l intera linea fanghi a condizioni di efficienza, mantenendo l attuale scenario di digestione dei soli fanghi di depurazione, sarebbero necessari gli interventi suggeriti nello studio e qui brevemente richiamati: - invio dei fanghi della filtrazione finale ad una linea di trattamento dedicata;. - aumento del grado di ispessimento dei fanghi biologici, mediante un ispessimento dinamico per aumentare l HRT della digestione anaerobica. Ipotizzando di ispessire i fanghi secondari al 4%, ad esempio mediante centrifughe o flottatore DAF, ed i fanghi primari al 6%, i digestori si troverebbero ad operare con un HRT di 18,2 d, che permetterebbe di migliorare le rese di gassificazione aumentando la completezza del processo. La digestione anaerobica di fanghi biologici aventi età del fango molto elevata produce comunque limitati quantitativi di biogas. 49

54 Disidratazione e smaltimento finale Dai dati di esercizio relativi all anno 2005, si ricavano i seguenti tenori medi per la disidratazione in nastropressa ed in centrifuga: Umidità media (%) SV (% su ST) % del flusso trattato Centrifuga 23,1 76,9 0,90 Nastropressa 17,2 82,8 0,10 Si può assumere quindi che il fango a smaltimento abbia le seguenti caratteristiche medie: U dis = 77,5 %, SV dis = 66,0% I dati relativi ai quantitativi mensili di fango smaltiti nel 2005 sono riportati in Tabella 4.5. Tabella 4.5: Dati di smaltimento finale fanghi per l anno 2005 MESE t/mese MESE t/mese GENNAIO 435 LUGLIO 492 FEBBRAIO 623 AGOSTO 230 MARZO 857 SETTEMBRE 350 APRILE 526 OTTOBRE 283 MAGGIO 491 NOVEMBRE 505 GIUGNO 691 DICEMBRE 328 TOTALE Il peso umido totale dei fanghi digeriti e disidratati smaltiti nel 2005 risulta pari a 5812 t/anno. Ipotizzando che essi siano caratterizzati dal tenore di umidità e di solidi volatili sopra-indicati, tale peso umido corrisponde a: SS smaltiti = 5812 t tq a kg/t : 365 d a -1 (1-0,775) kgss/kg tq = = circa 3580 kg SS /d SV smaltiti = ,66 = circa 2360 kg SV /d Un ulteriore testimonianza della variabilità dei flussi trattati dalla linea fanghi è data dall analisi del dato di smaltimento mensile mediato sul quinquennio (Figura 4.11). Per un periodo di circa 4 mesi i quantitativi mensili risultavano superiori del 3% rispetto alla media annua. Tale comportamento appare decisamente significativo se si 50

55 considera l effetto di equalizzazione dovuto all intera linea fanghi e che il dato riguarda il valore medio mensile. E, in conclusione, da ritenersi un intervento prioritario quello di ottimizzazione della gestione dei flussi di fango estratti dal sedimentazione al fine di regolarizzarne l apporto a giovamento delle rese di riduzione dell intera linea fanghi. Figura 4.11: Smaltimento mensile dei fanghi; dato medio relativo al quinquennio e relativo intervallo di confidenza al 95%. La barra rossa indica il valor medio complessivo. 51

56 5. VERIFICHE DI PROCESSO SULLA PROPOSTA DI CO-DIGESTIONE SOTTOPOSTA A LURA AMBIENTE SRL La proposta di co-digestione sottoposta a Lura Ambiente dal Proponente prevede il trattamento di t FORSU /a, corrispondente ad un flusso giornaliero, calcolato considerando un approvvigionamento distribuito su 300 giorni all anno, pari a 90 t FORSU /d. Per la FORSU, il Proponente ha ipotizzato la composizione merceologica riassunta in Tabella 5.2. Trattandosi di FORSU derivante da raccolta differenziata e da raccolta presso grandi utenze, la composizione merceologica ipotizzata risulta in linea con i dati proposti in letteratura per questo tipo di rifiuti. Ad esempio, Favoino et al. (2000), analizzando la frazione organica raccolta in maniera differenziata in 17 comuni dell'hinterland milanese nel marzo 1998 hanno documentato che la percentuale di materiali non compostabili si situava tra lo 0,7 e il 6,3% con un valor medio attorno al 3-4% (Tabella 5.1) Tabella 5.1: Frazione compostabile rilevata nella FORSU ottenuta per raccolta differenziata in alcuni Comuni dell'hinterland milanese e della provincia di Padova. Il Proponente prevede il 12% sul peso umido di materiali estranei (plastica, inerti, lignocellulosico, metalli, ecc.). Tuttavia, per una convalida dei dati assunti, sarebbe necessario predisporre una campagna di campionamento e misura specifica per il bacino di u- tenza presso il quale si intende raccogliere il rifiuto organico. 52

57 Secondo la proposta, la FORSU da inviare a digestione viene preventivamente pretrattata mediante: - sfibratore, - magnete per la separazione della componente ferrosa, - ulteriore sfibratore, - hydropulper operante al 93% di umidità, - centrifugazione di preispessimento ad un umidità di 89%. Tabella 5.2: Composizione merceologica del flusso di FORSU ipotizzato dal Proponente. Frazione merceologica %peso umido Umidità (%) materiale organico ligneo-cellulosico 2 60 carta e cartone 3 20 Vetro 1 10 Metalli 1 0 Inerti 1 20 plastica leggera 1 35 plastica dura 1 25 Tessili 1 50 Poliaccoppiati 1 30 Umidità della miscela (%) 67,7 Solidi totali della miscela (ST %) 32,3 La frazione di SV del materiale a valle dei pretrattamenti e da inviare a digestione, assunta dal proponente pari all 85%, risulta all interno dell intervallo proposto in letteratura (70-90%, Pavan et al., 2000; APAT, 2005) e compatibile con la composizione merceologica riportata in Tabella 5.2. Tuttavia, nelle valutazioni che seguono, tale percentuale è stata cautelativamente assunta pari all 80%, valor medio dell intervallo soprariportato. Sulla base dei dati della Tabella 5.2 e nell'ipotesi di rimuovere tutti gli scarti non gassificabili, la riduzione della sostanza solida nei pretrattamenti risulta pari al 10%. Secondo l ipotesi del Proponente, il flusso di FORSU pretrattata è poi inviato ad uno dei due digestori anaerobici. Il Proponente non riporta valutazioni di processo sul funzionamento del digestore rimanente alimentato con soli fanghi. La verifica del funzionamento della linea fanghi di seguito condotta fa dunque riferimento allo Schema 1, sulla base delle seguenti osservazioni relative ai fanghi da digerire: 53

58 - Fanghi primari: si è adottata una produzione giornaliera di 3000 kg SS /d, aumentando cautelativamente del 25% la produzione media valutata sui dati di esercizio del 2005 per tener conto della discontinuità degli apporti di fango evidenziata dagli stessi dati di esercizio. Per tali fanghi si assume una frazione di solidi volatili pari al 64% ed un umidità, in uscita dall ispessitore, pari al 95,8%. - Fanghi secondari: si è adottata la stima riportata da Bonomo (2003), e pari a 5160 kg SS /d che ben rispecchiava la produzione stimata in base ai dati di esercizio Per tali fanghi si assume una frazione di solidi volatili pari al 74% ed un umidità, in uscita dall ispessitore, pari al 96,5%. - Fanghi terziari: non avendo dati a disposizione per valutare la produzione di fanghi terziari, ed in previsione delle future necessità di potenziamento della filtrazione terziaria e di rimozione del fosforo, è stata adottata la stima riportata nello studio 2003 (2003) e pari a 2183 kg SS /d. Per tali fanghi si assume una frazione di solidi volatili pari al 74% ed un umidità, in uscita dall ispessitore, pari al 95,8%. - In relazione a tale schema, le caratteristiche del flusso alimentato ai digestori primari sono riassunte in Tabella

59 Tabella 5.3: Flussi di massa alimentati ai digestori primari secondo lo Schema 1. FLUSSI al DIGESTORE al DIGESTORE FORSU FANGHI ST (kg/d) SV (kg/d) NSV (kg/d) SV/ST 0,71 0,80 Umidità (%) 96,2 89,0 peso umido (t/d) densità (kg/m 3 ) portata (m 3 /d) Sulla base dei dati riportati in Tabella 5.3, sono stati determinati i parametri di funzionamento dei digestori: Digestore fanghi Digestore FORSU Cv (kgsv m -3 d -1 ) 2,7 7,7 HRT (d) 10 11,4 Si può notare che i parametri di funzionamento sono inadeguati a garantire un buon rendimento di digestione anaerobica, infatti: - il digestore dedicato alla FORSU presenta un carico organico situato oltre al limite superiore del campo di funzionamento del processo di digestione anaerobica ad umido per questo substrato (pari a 2 4, con punte fino a 6 kgsv m -3 d -1, APAT, 2005); inoltre, anche il tempo di residenza idraulico risulta decisamente basso; - per il digestore dedicato ai fanghi, seppur il carico volumetrico risulti accettabile, il tempo di residenza idraulico è decisamente inferiore ai valori consigliabili per garantire la completezza del processo biologico in digestori anaerobici di fanghi di depurazione in condizioni mesofite. 55

60 Il proponente prevede una riduzione dei solidi volatili nel digestore alimentato con la FORSU pari al 30%. Tale valore è inferiore ai valori che si ritrovano in letteratura per la digestione ad umido della FORSU. Ad esempio APAT (2005) riporta rimozioni medie tra il 50 ed il 60% con valori massimi fino al 75%. Tuttavia, in considerazione dell alto carico e del basso tempo di residenza per il digestore FORSU, si ritiene che il rendimento di gassificazione sarebbe molto limitato e che il valore indicato dal proponente (30% di riduzione dei volatili), pur inferiore ai valori riportati in letteratura, non possa essere assicurato con continuità. Un altro aspetto critico, relativo alla modalità di conduzione del digestore primario ipotizzata dal proponente, risiede nel tenore in solidi a cui il reattore si troverebbe ad operare che, considerando il tenore in secco del flusso alimentato ed un rendimento di gassificazione degli SV pari al 30%, si attesta attorno all 8,6%. Un tenore in secco così elevato non appare compatibile con l attuale modalità di miscelazione del digestore. In conclusione, si ritiene che tale schema operativo non fornisca le necessarie garanzie. Nel prossimo paragrafo verranno analizzati gli scenari alternativi a quello delineato del Proponente, pensati per ricondurre la sezione di digestione anaerobica ad operare in condizioni ottimali, che possano fornire maggiori garanzie di buon funzionamento. 56

61 6. ANALISI DI ALTERNATIVE TECNICHE DI DIGESTIONE FANGHI PRIMARI E FORSU L esperienza ancora abbastanza limitata sui sistemi di co-digestione, uniti alla ampia variabilità delle indicazioni di letteratura e dei risultati ottenuti con esperienze a piena scala indica l opportunità di adottare parametri di dimensionamento cautelativi in grado di assicurare un efficiente e regolare svolgimento del processo, con la corrispondente produzione attesa di biogas. Si assumono quindi quali indicazioni di progetto per la valutazione delle alternative nel seguito presentate i seguenti parametri: Cv (kg SV m -3 d -1 ) 3,5 HRT (d) 18 giorni Si riportano a titolo di confronto i parametri suggeriti da APAT (2005): Cv (kg SV m -3 d -1 ) = tra 1 e 4, fino a 6 HRT (d) = tra 10 e 15, fino a 30 Per poter soddisfare i requisiti sopra-elencati, è possibile adottare i seguenti provvedimenti: - Modificare, come suggerito precedentemente, l attuale linea di trattamento fanghi, inviando i fanghi secondari e terziari alla disidratazione finale, previo preispessimento dinamico; tale alternativa appare ragionevole in considerazione dell elevato grado di stabilizzazione dei due flussi di fanghi. Questo intervento permette di ridurre sia il carico volumetrico sia l HRT del digestore dedicato ai fanghi. - Ridurre il quantitativo di FORSU trattata, per ridurre il carico volumetrico del digestore dedicato alla FORSU. - Ridurre il tenore in secco nel digestore dedicato alla FORSU, per garantire un adeguata miscelazione ed evitare l eccessiva stratificazione del materiale in digestione. Gli scenari analizzati sono due: il primo mantiene la digestione separata delle due matrici organiche (fanghi e FORSU), il secondo ipotizza di miscelarle ed alimentare la miscela ad entrambi i digestori primari (co-digestione). In entrambi i casi si è considerata la disponibilità del digestore secondario utilizzato in serie ai due primari. Il primo scenario è mostrato nel successivo schema 2 e prevede di mantenere due linee distinte di digestione primaria, una per i fanghi ed una per la FORSU. 57

62 Il secondo (schema 3), ipotizza di impiegare il flusso di fanghi primari come miscela diluente nella filiera di pretrattamento della FORSU, riducendo così il prelievo d acqua dalla linea acque. La miscela in uscita dal pretrattamento viene alimentata ad entrambi i digestori primari, che si troverebbero quindi ad operare in condizioni di carico analoghe. Si presentano qui di seguito i bilanci ed i flussi di massa per i due scenari sopra presentati. 6.1 Bilanci (massa, flussi, biogas) del processo di co-digestione Schema 2 Per prima cosa, si analizzano i flussi di massa alimentati alla digestione anaerobica. Essi sono stati calcolati in base alle seguenti assunzioni: - I flussi di solidi da trattare sono i seguenti: FORSU: t umido /a corrispondenti a kg SS /d (per 300 d/a), Fanghi primari: 3000 kg SS /d (per 365 d/a), 58

63 Fanghi secondari: 5160 kg SS /d (per 365 d/a), Fanghi terziari: 2183 kg SS /d (per 365 d/a). - il digestore dedicato ai fanghi è alimentato con i soli fanghi primari, tal quali o pre-ispessiti fino al 3,5% in secco nell ispessitore statico esistente; - il flusso di FORSU trattata è stato ridotto di 1/2 per ridurre il carico volumetrico del digestore FORSU; Per quanto riguarda i pretrattamenti, si ipotizza di perdere il 10% della sostanza secca contenuta nella FORSU e di uscire con una miscela al 7,5% in secco. Alla sezione di digestione, risultano alimentati i flussi riportati in Tabella 6.1. Tabella 6.1: Flussi in ingresso alla sezione di digestione. Fanghi primari al digestore FORSU pretrattata al di gestore SS [kgss/d] Umidità 0,965 0,925 VSS/TSS 0,64 0,80 peso umido t/d densità kg/m portata (m 3 /d) VSS (kg/d) In base ai flussi in ingresso alla sezione di digestione, i risultanti parametri di funzionamento, per ciascuno dei due digestori, risultano i seguenti: Per il digestore alimentato dalla FORSU: - Cv = 3,9 kgsv m -3 d -1 - HRT = 15,7 d Tali valori sono relative ai 5 giorni su 7 in cui viene conferita la FORSU. Il valori mediati sulla settimana risultano inferiori e pari a: - Cv = 2,8 kgsv m -3 d -1 - HRT = 22 d Per il digestore alimentato dai fanghi primari: - Cv = 0,7 kgsv m -3 d -1 - HRT = 31,8 d 59

64 Il digestore alimentato con i fanghi primari risulta operare in condizioni di basso carico ed elevato tempo di residenza idraulico, in condizioni di sottoalimentazione. Per quanto riguarda il digestore dedicato alla FORSU, esso presenta un carico volumetrico accettabile, ed un tempo di residenza idraulico soddisfacente. Tuttavia, appare evidente come i due digestori si trovino ad operare in condizioni di carico decisamente diverse e piuttosto sbilanciate per quanto riguarda i carichi volumetrici. Per tale configurazione, la produzione di biogas in condizioni mesofile, è stata valutata secondo la formulazione di Pöpel, già presentata precedentemente, assumendo per il caso in esame: un rapporto N/C pari a 0,102 per i fanghi primari e pari a 0,05 per la FORSU (valore medio dell'intervallo 0,03-0,08, ASTER 2001), una frazione di carbonio nei solidi volatili pari al c SV = 0,52, un fattore di sicurezza k = 0,65, una temperatura di digestione T = 34 o C, un tempo di digestione pari all HRT, si quantifica una produzione specifica pari a 0,52 e 0,50 m n 3 biogas /kgsv alimentato rispettivamente per i fanghi primari e per la FORSU. Adottando tali produzioni specifiche, ci si può attendere una produzione di biogas pari a circa 994 m n 3 /d dai fanghi primari e pari a 5226 m n 3 /d dalla FORSU. Tenendo conto che la FORSU viene alimentata per 300 d/a mentre il fango primario per 365 d/a, la produzione complessiva di biogas su base annuale risulta di 1, m n 3 /a. Ricordando che la quantità di solidi volatili ridotti è stata stimata assumendo una relazione stechiometrica tra gas prodotto e solidi volatili gassificati pari a 0,97 m 3 n/kg Svgassificato (paragrafo 4.5), risulta una riduzione di solidi per gassificazione pari a: SV primari, ridotti = (994 m n 3 /d) /(0,97 m 3 n/kg SVgassificato ) = 1025 kg SVgassificati /d SV FORSU, ridotti = (5226 m n 3 /d) /(0,97 m 3 n/kg SVgassificato ) = 5388 kg SVgassificati /d che corrisponde ad una riduzione media del 51,7% del carico di solidi volatili alimentati al digestore. L aumento dell umidità del flusso all interno del digestore, dovuto alla degradazione dei solidi volatili alimentati, porta ad operare i digestori ai seguenti tenori di umidità: - Digestore FORSU: 95,4% - Digestore fanghi primari: 98% tenori compatibili con l ipotesi di mantenere l attuale sistema di miscelazione mediante insufflazione di biogas. Ipotizzando che nel digestore secondario si realizzi un ispessimento di ulteriori due punti percentuali che porta l umidità al 96,2% al 94,2% e trascurando i solidi allontanati dal surnatante del digestore secondario, si ottengono i seguenti flussi di massa alimentati alla successiva fase di disidratazione: 60

65 - SS: 9669 kg/d (di cui 7691 derivanti dalla FORSU) - SV: 5976 kg/d (di cui 5079 derivanti dalla FORSU) - peso umido: 166 t/d Il flusso in uscita dal digestore viene avviato alla sezione di disidratazione, per la quale si prevede un umidità in uscita del 70% con grado di cattura dei solidi pari al 95%. In uscita dalla disidratazione si prevede quindi un flusso umido pari a: Fanghi umidi = (7691 [ kgss / d] 300[ d / a] [ kgss / d] 365[ d / a] (1 0,70) 1000[ kg / t] ) 0,95 = t/a Per quanto riguarda la linea di trattamento dei fanghi secondari e terziari, si prevede di inviare tali flussi ad un ispessitore dinamico in grado di garantire un umidità in uscita del 95% e di disidratare il flusso pre-ispessito fino ad un tenore di secco del 70% mediante centrifuga con grado di cattura dei solidi pari al 95%. Si ottiene, quindi il seguente flusso in uscita da questa linea di trattamento: Fanghi umidi = (5160 [ kg SS / d] [ kg SS / d] ) 365[ d / a] (1 0,70) 1000[ kg / t] da destinare allo smaltimento o all essiccamento. 0,95 = t/a Schema 3 Lo schema proposto rappresenta la soluzione alternativa a quelle fino ad ora studiate, secondo le quali la digestione di fanghi e FORSU viene condotta in digestori separati, operanti in condizioni molto differenti. E infatti possibile ipotizzare di miscelare i due flussi organici da stabilizzare, alimentando la miscela ad entrambi i digestori primari disponibili presso l impianto (co-digestione). Si procede quindi ad analizzare l alternativa di co-digestione, come rappresentato nel precedente schema 3. Si ipotizza quindi di impiegare i fanghi primari come miscela diluente da alimentare allo hydropulper nella filiera di pretrattamento della FORSU. Come nel precedente schema 2, si riduce il quantitativo di FORSU trattata rispetto alle previsione del proponente, in questo caso del 33%, per ottenere un carico volumetrico del digestore all interno dell intervallo ottimale. I flussi di solidi trattare dalla linea fanghi sono gli stessi di quelli a previsti per lo scenario 2. In questo scenario, non sarebbe, in linea di principio, necessario adottare un preispessimento dei fanghi primari alimentati alla linea di pretrattamento della FORSU; il pre-ispessitore potrebbe eventualmente fornire un volume di equalizzazione del flusso estratto dalla sedimentazione primaria nel caso possa funzionare a livello variabile. In funzione dell umidità dei fanghi primari ispessiti, potrà variare leggermente il flusso di acqua di diluizione da fornire alla filiera dei pretrattamenti della FORSU. Per quanto riguarda i pretrattamenti, si ipotizza di perdere il 10% della sostanza secca contenuta nella FORSU e di uscire con una miscela al 7,5% in secco. 61

66 Il flussi in ingresso ed in uscita dalla filiera dei pre-trattamenti, sono riassunti in Tabella 6.2. Sarà inoltre necessario fornire acqua di diluizione (138 m 3 /d), per raggiungere il grado di umidità desiderato nel pulper (7,5%) e si produrranno 2045 kgss/d di scarti, corrispondenti a 1900 t/a al 32% di umidità. Tabella 6.2: Flussi in ingresso ed in uscita dalla filiera dei pre-trattamenti. Ingresso pretrattamenti FORSU Fanghi primari ispessiti FORSU Uscita pretrattamenti FORSU al netto scarti Miscela ai digestori SS [kgss/d] Umidità 0,965 0,677 0,925 VSS/TSS 0,64 0,80 0,778 peso umido t/d densità kg/m portata (m 3 /d) VSS (kg/d) Si può osservare che, in questo scenario di co-digestione, la FORSU contribuisce per l 86% ai ST e per l 88% ai SV complessivamente alimentati ai digestori. In base ai flussi in ingresso alla sezione di digestione, i risultanti parametri di funzionamento, per ciascuno dei due digestori, risultano i seguenti: - Cv = 3,1 kgsv m -3 d -1 - HRT = 19,2 d I digestori risultano operare quindi nell intervallo ottimale di funzionamento, con ampi margini di cautela rispetto ai parametri operativi suggeriti in letteratura (APAT, 2005). E opportuno sottolineare che questi valori si riferiscono alle condizioni che caratterizzano i 5 giorni alla settimana in cui il digestore è alimentato sia con FORSU sia con fanghi primari. Il valor medio settimanale per gli stessi parametri operativi, calcolato tenendo conto che la FORSU non viene alimentata durante il fine settimana, risulta il seguente: - Cv = 2,3 kgsv m -3 d -1 - HRT = 23,9 d a maggior ragione adeguati a garantire un processo di digestione anaerobica stabile ed efficace. Per tale configurazione, la produzione di biogas in condizioni mesofile, è stata ancora valutata secondo la formulazione di Pöpel, con le medesime assunzioni già riportate per lo schema 2. Di conseguenza la produzione specifica di biogas è stata assunta eguale al 62

67 caso precedente (0,52 e 0,50 m n 3 biogas /kgsv alimentato rispettivamente per i fanghi primari e per la FORSU), trascurando in prima approssimazione l'influenza della variazione del tempo di ritenzione. Adottando tali produzioni specifiche, ci si può attendere una produzione di biogas pari a circa 994 m n 3 /d dai fanghi primari e pari a 7363 m n 3 /d dalla FORSU. Tenendo conto che la FORSU viene alimentata per 300 d/a mentre il fango primario per 365 d/a, la produzione complessiva di biogas su base annuale risulta di 2, m n 3 /a. Ricordando la relazione stechiometrica tra gas prodotto e solidi volatili gassificati (v. paragrafo 4.5) pari a 0,97 m 3 n/kg SVgassificato, risulta il flusso di materie riportato nello schema 3. 92,5 95,7 Figura 6.1: Schema di flusso riassuntivo per lo scenario 3. La diminuzione dei solidi all interno del digestore, dovuto alla gassificazione dei solidi volatili alimentati, porta ad operare, nel digestore primario, ad un tenore di secco inferiore a quello in ingresso. e pari al rapporto tra il secco nel digestore e il secco in ingresso. Considerato che la riduzione del secco è pari a: ( )/ = 42,9% il tenore di secco nel digestore risulta pari a (1-0,925) (1-0,429) = circa 4,3% compatibile con l ipotesi di mantenere l attuale sistema di miscelazione mediante insufflazione di biogas. 63

68 Ipotizzando che nel digestore secondario si realizzi un ispessimento che porti la siccità al 6,5% (umidità del 93,5%) e trascurando i solidi allontanati con il surnatante del digestore secondario, il peso umido a valle del digestore risulta di: /0,065 = circa 190 t/d Il flusso in uscita dal digestore viene avviato alla sezione di disidratazione, per la quale si prevede un umidità in uscita del 70% con grado di cattura dei solidi pari al 95%. In uscita dalla disidratazione si prevede quindi un flusso umido pari a: Fanghi umidi = (10316 [ kgss / d] 300[ d / a] [ kgss / d] 365[ d / a] (1 0,70) 1000[ kg / t] ) 0,95 = t/a Per quanto riguarda la linea di trattamento dei fanghi secondari e terziari, valgono le stesse considerazioni già esaminate per lo schema 2, con una produzione di t/a al 30% di secco. Analizzando e confrontando gli scenari presentati, emergono le seguenti considerazioni: - lo schema 1, valutato nel Capitolo 5 e coincidente con lo scenario ipotizzato dal Proponente, non appare percorribile perché comporterebbe parametri di funzionamento dei digestori primari non adeguati; - lo schema 2, che differisce dal primo per i seguenti aspetti: i fanghi biologici e di filtrazione non sono sottoposti a digestione si riduce di circa 1/3 il flusso di FORSU trattata presenta parametri operativi per i digestori più soddisfacenti rispetto allo schema 1, ma è però caratterizzato da notevole difformità di esercizio tra i due di gestori primari e non ne consente comunque la piena utilizzazione; - lo schema 3, che, rispetto al precedente, prevede la miscelazione dei fanghi primari, non precedentemente ispessiti, contestualmente al pretrattamento FORSU, porta entrambi i digestori a lavorare nell intervallo ottimale e consente un notevole aumento della produzione di biogas. Apparendo lo scenario 3 quello più interessante, esso verrà considerato come quello di riferimento sul quale dettagliare ulteriormente gli aspetti tecnici. 6.2 Descrizione ed adeguamenti tecnico-impiantistici richiesti Nel seguito si esaminano in maggior dettaglio gli adeguamenti tecnico-impiantistici che saranno necessari per realizzare lo scenario di co-digestione rappresentato in Figura 6.1. L insieme delle principali opere richieste può essere così sintetizzato: area di ricevimento e stoccaggio della FORSU, coperta e dotata di sistemi per la deodorizzazione; 64

69 sezione di pre-trattamento, atta a separare le frazioni biologicamente inerti (metalli, vetro, plastica, poliaccoppiati, parti legnose grossolane), per evitarne l accumulo progressivo nei di gestori; adeguamento dei due digestori primari, per garantire l alimentazione e la miscelazione nelle nuove condizioni operative previste; adeguamento della sezione di disidratazione; realizzazione di un impianto di depurazione dei surnatanti. A valle della disidratazione, come descritto in maggior dettaglio nel Capitolo 7, viene inoltre prevista l installazione di un impianto di essiccamento in grado di trattare sia il materiale digerito che i fanghi secondari e terziari, consentendo quindi una drastica riduzione dei residui da inviare a smaltimento finale Potenzialità di conferimento Nel capitolo precedente si è affermato che per sfruttare la capacità dei digestori è necessario alimentare t/anno di FORSU. In tal caso il conferimento giornaliero sarà di / 300 = 63,3 t/giorno. Avviando a codigestione i fanghi primari nella misura di 3 t/giorno di materia secca (3tSS/giorno) con una siccità del 3,5% il peso umido risulta pari a 3 : 0,035 = 85,7 t/giorno. Non si esclude tuttavia la possibilità di incrementare gradualmente l'apporto di FORSU sia nel caso che gli apporti di fanghi primari siano inferiori a quanto previsto in questa sede, sia nel caso che la rese dei digestori dimostrino margini operativi residui. Si ritiene quindi opportuno tenere aperta la strada al trattamento di maggiori quantitativi di FORSU (fino a t/anno, pari al dato del Proponente). Ai fini della stima economica, si è quindi ipotizzato che i pretrattamenti siano dimensionati per la massima potenzialità prevedibile di FORSU, pari a t/anno di tal quale, con densità di 0,4 t/m 3 e tenore di secco del 32%. La percentuale di scarti massima di progetto è stata assunta pari al 10% in massa del tal quale. Il conferimento avverrà in 300 giorni all anno, corrispondente a una massa giornaliera di 90 t/giorno. Il volume massimo conferibile sarà quindi pari a 90 t/giorno : 0,4 t/m 3 = 225 m 3 /giorno. L'impianto di pretrattamento sarà da subito articolato su due linee in modo da consentire una maggiore flessibilità operativa in caso di interventi manutentivi per sostituzioni di parti usurate o malfunzionanti ed evitare il fermo totale dell'impianto. La sospensione totale dell'alimentazione ai digestori provocherebbe infatti una perdita di funzionalità del processo, con la necessità di provvedere poi al ripristino della piena operatività con grande gradualità, a causa dei lenti tempi di crescita della flora batterica metanigena Stoccaggio e pre-trattamento Il processo di co-digestione della frazione organica dei rifiuti solidi urbani (FORSU) con i fanghi primari richiede la separazione preliminare delle frazioni biologicamente inerti (metalli, vetro, plastica, poliaccoppiati, parti legnose grossolane), per evitarne l accumulo progressivo nei digestori, determinandone la progressiva riduzione del volume utile biologicamente reattivo con la conseguente perdita di efficienza operativa e la necessità di onerosi interventi di manutenzione straordinaria. 65

70 Lo schema dei pre-trattamenti è riportato nella Figura 6.2 e descritto nel seguito: Ricezione e pesatura Lacerazione sacchi - sfibratura Deferrizzazione magnetica Materiale ferroso a recupero Miscelazione con fanghi e diluizione con acqua Fanghi primari Acqua di diluizione Separazione a umido in pulper - idrociclone Scarti pesanti grossolani (vetri, ceramiche, metalli non ferrosi) Separazione per flottazione Scarti leggeri (plastica in film, poliaccoppiati) Scarti pesanti fini Stoccaggio della miscela e alimentazione al digestore A discarica Figura 6.2: Schema a blocchi del pretrattamento della frazione organica dei rifiuti urbani nell ipotesi considerata per la valutazione tecnico-economica. Generalmente la filiera dei pretrattamenti comprende, a valle dello stoccaggio, sezioni di separazione magnetica dei metalli, riduzione dimensionale, vagliatura, miscelazione con acqua di diluizione in pulper, separazione della frazione pesante in idrocicloni o in zone di calma all interno del pulper. Un adeguata rimozione della frazione inerte pesante risulta fondamentale per evitare problemi di accumulo sul fondo nonché di usura delle pompe e dei sistemi meccanici di movimentazione. 66

71 Le necessità ed articolazione del pre-trattamento dipendono dalla qualità e composizione merceologica della frazione organica ottenuta da raccolta differenziata; questa fase è però sempre opportuno sia dimensionata e concepita con un approccio cautelativo, tenendo conto della variabilità della composizione merceologica di tale frazione in funzione delle modalità e accuratezza della raccolta differenziata. In questa ipotesi i pretrattamenti prevedono l inserimento di un trituratore primario aprisacco che funge da laceratore dei sacchetti contenenti l organico. Una volta aperti, i sacchetti ed il loro contenuto organico vengono scaricati su di un nastro ed avviati, previa deferrizzazione, ad una stazione di miscelazione e separazione a umido. La miscelazione ad umido avviene in un "pulper" (v. Figura 6.3), macchina derivata dall'industria cartaria, dove vengono introdotti acqua e il materiale da spappolare. Grazie ad una girante che si muove ad alta velocità il pulper idrata e separa le fibre, producendo una sospensione colloidale delle frazioni organiche caratterizzate da minore consistenza. Livello della sospensione Setti verticali Tino del pulper Rotore elicoidale Setti sulla sezione conoidale Carter e giunzioni a tenuta Giunto di accoppiamento dell'albero Scatola del motoriduttore Motore Figura 6.3: Schema di un pulper utilizzato per la disgregazione ad umido (spappolamento) di matrici semisolide. Esistono macchine che combinano l'azione di spappolamento e quella di classificazione centrifuga e per flottazione delle componenti non disperse. Si tratta di apparecchiature che oltre alla dispersione e dissoluzione delle frazioni organiche solide nella fase liquida mediante agitazione meccanica, come nel pulper, esse consentono la separazione dei materiali con peso specifico superiore all acqua per sedimentazione eventualmente potenziata per accelerazione centrifuga (idrociclone, Figura 6.4). I materiali leggeri vengono avviati con la frazione rimasta in sospensione ad un secondo stadio del trattamento mediante separazione sulla base della dimensione 67

72 granulometrica. Il materiale leggero (plastica in film) viene raccolto e avviato insieme al materiale pesante al cassone degli scarti. Figura 6.4: Schema di un idrociclone abbinato a un classificatore a vaglio granulometrico. Rispetto alle soluzioni che prevedono l'avvio a digestione della sola frazione liquida ottenuta per spremitura, si ha il grande vantaggio di sfruttare tutto l organico della FOR- SU nel processo di biogassificazione anaerobica, ma ad esso si oppone lo svantaggio di una maggiore complessità impiantistica e gestionale. Infatti deve essere garantita la massima efficienza di separazione necessaria a evitare l ingresso nel digestore di materiale non biodegradabile che, accumulandosi gradualmente, richiederebbe frequenti e costosi interventi di pulizia e manutenzione. In tutti i casi i pretrattamenti devono essere collocati in un capannone coperto e chiuso, tenuto in leggera depressione grazie a un sistema di aspirazione e trattamento dell aria Dimensionamento dell'impianto di pretrattamento Calcolo della massa secca da avviare a pretrattamento 1) ipotesi di massima potenzialità pari a t/anno di FORSU ,0 x 0,32 = 31,8 tss/giorno 2) ipotesi di potenzialità ridotta a t/anno di FORSU ,3 x 0,32 = 23,3 tss/giorno Necessità di diluizione della miscela fanghi primari + FORSU in ingresso alla separazione degli scarti Per poter garantire una efficace separazione degli scarti, il tenore di secco della miscela di fanghi primari e FORSU non deve superare il 7,5% della massa umida (0,075 tss/t m.u. ). Si assume inoltre che gli scarti separati costituiscano il 10% della massa totale umida della FORSU, e siano caratterizzati da un tenore di secco del 70%. Risulta quindi: 68

73 1) ipotesi di massima potenzialità pari a t/anno di FORSU Massa umida da trattare = 31,8 tss/giorno : 0,075 tss/t m.u. = 424 t/giorno di massa umida; massa di acqua di diluizione = (424 85,7 90) t/giorno = 248,3 t/giorno di acqua; massa umida di scarti separati = 0,1 x 90 = 9 t m.u./giorno; massa umida da avviare a codigestione: = 415 t m.u. /giorno massa di secco negli scarti separati = 9 t m.u. /giorno x 0,7 tss/t m.u. = 6,3 tss/giorno; massa di secco da avviare a codigestione = 31,8 6,3 = 25,5 tss/giorno tenore di secco nel flusso a valle del separatore: 25,5 : 415 = circa 6,1% 2) ipotesi di potenzialità ridotta a t/anno di FORSU Massa umida da trattare = 23,3 tss/giorno : 0,075 tss/t m.u. = 310,7 t/giorno di massa umida; massa di acqua di diluizione = (310,7 85,7 63) t/giorno = 162,0 t/giorno di acqua; massa umida di scarti separati = 0,1 x 63 = 6,3 t m.u. /giorno massa umida da avviare a codigestione = 310,7 6,3 = 304,4 t m.u. /giorno massa di secco negli scarti separati = 6,3 t m.u. /giorno x 0,7 tss/t m.u. = 3,71 tss/giorno massa di secco da avviare a codigestione = 23,3 3,71 = 19,6 tss/giorno tenore di secco nel flusso a valle del separatore = 19,6 : 304,4 = circa 6,4% Verifica del tempo di permanenza idraulico nei digestori in corrispondenza della massima potenzialità di conferimento. Si è già dimostrato nel precedente paragrafo 6.1 che, nell'ipotesi di conferimento di t/anno di FORSU, il tempo di permanenza idraulica medio è di circa 24 giorni con un carico volumetrico di 3,1 kg SV m 3 d -1, ampiamente sufficiente per il corretto svolgimento del processo di digestione. Nel caso di massima potenzialità ( t/anno di FORSU), invece, il tempo di ritenzione si ridurrebbe a soli 13 giorni. Infatti: densità della massa umida = [25,5 x 1,2 + (415 25,5) x 1] : 415 = 1,012 t m.u./m 3 m.u. volume della massa umida: 415 t m.u. /giorno : 1,012 t m.u./m 3 m.u. = = circa 410 m 3 m.u/giorno tempo di permanenza idraulico nei digestori: 5400 m 3 : 410 = circa 13 giorni Su base media settimanale, tale valore può essere ricalcolato pari a circa 16 giorni. Va subito osservato che il tempo di permanenza idraulico nella ipotesi di massima potenzialità è insufficiente per garantire la rimozione dei solidi volatili necessaria per conseguire una buona rimozione di solidi volatili, penalizzando la produzione di gas e compromettendo di fatto la buona gestione del processo anaerobico. Infatti, il carico volumetrico nel digestore si attesterebbe a oltre 4,2 kg SV m 3 d -1 e si rende quindi necessario riconcentrare la miscela fanghi primari + FORSU a valle della separazione degli scarti in modo da aumentare il tempo di permanenza idraulico. 69

74 Allorché si preveda di passare ad un maggiore conferimento di FORSU, si dovrà pertanto prevedere l inserimento di un ispessimento dinamico (ad es. mediante centrifughe) che porti la concentrazione di secco dal 6,1% al 9%, riducendo la massa umida da avviare a codigestione a: 25,5 tss/giorno : 0,09 tss/t m.u. = 283,3 t m.u. /giorno La densità della massa umida risulta di: [25,5 x 1,2 + (283,3 25,5) x 1] : 283,3 = 1,018 t m.u./m 3 m.u. e un volume della massa umida pari a: 283,3 t m.u. /giorno : 1,018 t m.u./m 3 m.u. = circa 280 m 3 m.u/giorno cui corrisponde un tempo di ritenzione idraulico nei digestori pari a: m 3 : 280 m 3 m.u/giorno = circa 19 giorni Il processo, quindi, opererà a un carico volumetrico superiore di un terzo rispetto a quello della prima fase (4,2 contro 3,1 kg SV m 3 d -1 ), e con un tempo di permanenza idraulico più che sufficiente per ottenere la gassificazione della sostanza organica putrescibile. La potenzialità idraulica delle centrifughe da prevedere deve essere calcolata su un funzionamento giornaliero di 12 ore per cui risulta di 415/12 = circa 35 m 3 /h. Ipotizzando di utilizzare 2 unità in parallelo, si sono considerate prudenzialmente macchine con potenzialità pari a 20 m 3 m.u/h Il surnatante separato da queste centrifughe corrisponde a una portata di: m 3 /giorno = 135 m 3 /giorno Descrizione sommaria delle opere necessarie per il pretrattamento della FORSU e per lo stoccaggio e l alimentazione della miscela fanghi + FORSU ai digestori Capannone Si è ipotizzato che i pretrattamenti siano contenuti in un unico capannone di altezza di circa 12 m e superficie coperta di circa 700 m 2. Celle di conferimento con pala gommata All interno del capannone saranno collocate due celle di conferimento, dimensionate per il volume giornaliero di conferimento, e quindi pari a circa 120 m 3 ciascuna (dimensioni indicative: L = 8 m, l = 5 m, h = 3m) Il fondo delle celle sarà dotato do pendenza atta a facilitare il lavaggio e la raccolta del percolato in un pozzetto dotato di pompa di rilancio del liquame raccolto alla vasca di denitrificazione. Il percolato è praticamente trascurabile, in quanto è stimabile in circa 50 litri per ogni tonnellata di FORSU conferita, per cui risulta un volume massimo giornaliero di 0,05 x 90 = 4,5 m 3 /giorno. Trasferimento del materiale conferito al sistema di separazione degli scarti Il conferimento alle celle avverrà indicativamente nelle prime ore del mattino e lo svuotamento sarà eseguito in sei otto ore per ciascuna cella (e quindi in dodici sedici ore complessive in corrispondenza della massima potenzialità), da un operatore su pala gommata con cabina climatizzata e isolata. 70

75 La FORSU sarà caricata su un nastro trasportatore munito di magnete fisso per la deferrizzazione che alimenterà uno sfibratore con funzione di rompisacco e di trituratore. Serbatoio di stoccaggio dell acqua di diluizione Nella prima fase in cui è previsto il conferimento di t/anno di FORSU si dovrà disporre di un serbatoio di accumulo dell acqua di diluizione. Il volume giornaliero necessario è stato precedentemente calcolato pari a circa 250 m 3 /giorno in corrispondenza della massima potenzialità di conferimento di FORSU, che si riducono a 162 m 3 /giorno in corrispondenza della potenzialità ridotta di t/anno. A tale serbatoio verrà rinviata anche l acqua separata dalle centrifughe che verranno installate nella eventuale seconda fase e che serviranno a riconcentrare il flusso prima di avviarlo alla digestione. Si assume un volume pari a circa metà del volume giornaliero massimo e quindi pari a circa 125 m 3. Miscelazione fanghi + FORSU Il flusso di materiale verrà quindi miscelato in linea mediante coclee ai fanghi primari e avviato a due linee in parallelo. Sistema di separazione degli scarti a umido per gravità Ciascuna linea sarà costituita da una apparecchiatura per la separazione a gravità del materiale pesante e di quello leggero flottante. I due tipi di materiali separati saranno trasferiti in presse asciugatrici e accumulati in container separati e coperti (due per ciascuna linea). Il percolato derivante dalle presse sarà ricircolato nei due separatori. La potenzialità delle due macchine separatrici è prevista già da subito per il valore massimo di 90 t/giorno, pari a circa 6 8 t/h (3 4 t/h per ciascuna macchina). Riduzione dell umidità della miscela dopo la separazione degli scarti Quando si decidesse di aumentare la potenzialità di conferimento da a t/anno di FORSU, a valle della separazione si dovranno prevedere due centrifughe per ridurre l umidità della miscela fanghi + FORSU. In una prima fase, con il conferimento limitato a t/anno, dovrà essere solo predisposto lo spazio per l alloggiamento delle due macchine. Stoccaggio della miscela fanghi + FORSU La miscela fanghi + FORSU verrà stoccata in due serbatoi cilindrici con funzione di accumulo per garantire l'alimentazione dei digestori costante nelle 24 ore dal mattino del lunedì alla sera del sabato; la miscelazione sarà garantita con miscelatori nei serbatoi. Dovendo garantire lo stoccaggio giornaliero della massa umida prima dell avviamento a digestione, i due serbatoi avranno un volume complessivo pari al massimo prevedibile. Tale massimo si verifica nella fase di conferimento limitato a t/anno di FORSU, in quanto nel caso di conferimento di maggiori quantitativi si rende necessario ridurre l umidità del materiale per non compromettere la funzionalità della digestione anaerobica. Il volume di riferimento è quindi quello corrispondente a 300 m 3 /giorno. Tenuto conto che l alimentazione avviene in continuo, la portata in uscita è pari a: 300/24 = 12,5 m 3 /h, mentre il volume viene alimentato con portata in ingresso pari a: 71

76 300/16 = circa 18,8 m 3 /h. Il volume di minimo di stoccaggio necessario è pertanto pari a: (18,8 12,5) m 3 /h x 16 ore = circa 100 m 3. Per garantire la continuità di alimentazione ai digestori anche nel caso di fermo delle macchine separatrici per alcune ore, si prevede la realizzazione di due serbatoi in acciaio inox delle stesse dimensioni di quello previsto per lo stoccaggio dell acqua di diluizione (125 m 3 ciascuno) ma dotato di miscelatori di potenza e numero di giri adeguati alla necessità di mantenere in sospensione una miscela al 9% di secco con particolato di pezzatura dell ordine di mm. L autonomia di alimentazione del digestore può quindi essere protratta per almeno 8 ore anche in assenza di alimentazione, essendo ( ) : 18,8 = Alimentazione e miscelazione del digestore Il caricamento della miscela al digestore sarà effettuata con coclee chiuse. Si tenga presente che dalla sera del sabato al mattino del lunedì il digestore sarà alimentato con i soli fanghi primari, che quindi by-passeranno le macchine separatrici e verranno addotti direttamente al digestore. La miscelazione completa nei digestori richiederebbe potenze molto elevate, a causa dell elevata viscosità dovuta alla concentrazione di secco nel fluido, che è compresa generalmente tra il 3% nel caso di digestione di soli fanghi misti e il 6% nel caso di codigestione di fanghi e FORSU con processo a umido. Una sospensione fangosa al 5% di secco può essere fino a cinque volte più viscosa dell acqua (Metcalf & Eddy, 2003). Per questo motivo, spesso la miscelazione in un digestore non può essere completa, ma si accetta una parziale sedimentazione dei solidi più pesanti. I sistemi di miscelazione utilizzati per i digestori di soli fanghi sono diversi, riassumibili comunque in tre categorie principali (Metcalf & Eddy, 2003): a) miscelazione meccanica, con agitatori a pale o ad eliche b) miscelazione idraulica mediante flusso indotto da agitatori collocati alla sommità di un tubo di avvezione centrale o da gas-lift c) miscelazione mediante insufflazione di biogas (ad es.: con lance a flusso verso il basso o diffusori a bolle grosse collocati sul fondo dei digestori) Nel caso della digestione dei soli fanghi, la miscelazione è generalmente ottenuta insufflando biogas, grazie anche alla minore viscosità del mezzo e alla possibilità che i vortici turbolenti si possano diffondere a distanza dalla causa della perturbazione. Al crescere della concentrazione di solidi, come nel caso della co-digestione, l'efficacia dei sistemi a insufflazione di gas decresce notevolmente, proprio per la limitata dimensione dei vortici turbolenti indotti dal flusso gassoso. Parimenti poco efficace è la miscelazione idraulica, che disperde la propria energia in breve spazio, a causa delle resistenze frizionali dovute alla viscosità del fluido. Nel caso della co-digestione, inoltre, le dimensioni dei corpi solidi sono molto variabili e possono arrivare anche a decine di millimetri. In queste condizioni, mantenere una mi- 72

77 scelazione parziale può significare una eccessiva stratificazione del fluido, con perdita di efficienza del processo. Inoltre, la carenza di miscelazione può favorire processi di precipitazione chimica di struvite (precipitato amorfo di fosfato ammonico-magnesiaco) e carbonato di calcio, che danno origine a concrezioni anche di notevole dimensione, spesso causa di parzializzazioni del volume e di disfunzioni risolvibili con onerosi interventi di manutenzione straordinaria. La migliore tecnica di agitazione in sospensioni ad alto tenore di solidi e caratterizzate da elevata viscosità rimane quindi l'agitazione meccanica, meglio se effettuata con pale di grande diametro (3-4 m), capaci di rimescolare la massa viscosa anche a basso numero di giri, con limitata potenza installata, ma con necessità di applicare una notevole coppia di spunto, proporzionale alla resistenza viscosa del fluido sulle pale. La massa spostata da questi sistemi è molto grande, con tempi di riciclo (turn-over) riferiti al volume del digestore dell'ordine di 1-2 minuti, contro i minuti tipicamente richiesti in digestori per fanghi. La soluzione proposta è costituita da un agitatore lento, con albero a sbalzo, non vincolato, con due giranti ad esso calettate, più una più piccola vicino alla superficie per evitare la formazione di croste e facilitare la fuoriuscita del biogas dalla massa in digestione. In questo modo si consente di mantenere in movimento il fango, evitare eccessivi depositi, mantenendo in sospensione anche i corpi di dimensione di mm, ed evitando gradienti termici interni alla massa in digestione. Figura 6.5: Schema di un digestore attrezzato con miscelatori a pale di grandi dimensioni adatte per sospensioni ad elevato tenore di secco e alta viscosità; il fondo è sagomato in modo da minimizzare l'accumulo di materiale pesante e facilitarne l'estrazione. Poiché lo spazio sulla sommità del digestore non è ampio, il motore deve essere fissato ad una incastellatura esterna, formata da travi di acciaio fondate esternamente al digestore. Il fissaggio sul tetto potrebbe infatti provocare sforzi localizzati causati dalla coppia trasmessa dal motore alla strutture di fissaggio e danneggiare la struttura a guscio in calcestruzzo armato del digestore, creando fessurazioni che potrebbero comprometterne 73

78 la tenuta e creare le condizioni per fughe di biogas non trascurabili, oltre a indebolire la struttura. Infine, tra le modifiche da eseguire sui digestori, è consigliabile sagomare il fondo in modo da creare più punti di scarico della miscela, come indicato schematicamente in Figura 6.5. Impianto di deodorizzazione Per evitare la diffusione di maleodorazioni all esterno del capannone in cui saranno ubicati i pretrattamenti della FORSU, si prevede di mantenere il capannone in leggera depressione mediante l aspirazione di una portata di aria che garantisca quattro ricambi orari dell intero volume coperto, e cioè pari a 700 x 12 = m 3. Il flusso aspirato sarà inviato a un biofiltro. Particolare attenzione è dedicata alle celle di conferimento sopra le quali verranno installate due cappe attraverso le quali verrà aspirata una portata di aria in ragione di otto ricambi orari con riferimento al volume delle celle (250 m 3 ). Questo flusso verrà trattato a parte in un impianto di lavaggio chimico e successivamente inviato a un biofiltro a cui verrà inviato anche il flusso aspirato dal resto del capannone. Infine sarà avviato a biofiltrazione anche un flusso stimabile in circa 1000 m 3 /h costituito dal flusso di sfiato degli incondensabili proveniente dall essiccatore termico dei fanghi. In sintesi quindi si prevede: aspirazione dalle celle di conferimento = 125 m 3 x 8 /h = 2000 m 3 /h; aspirazione dal rimanente volume del capannone = 700 x 12 x = m 3 /h; aspirazione del flusso di incondensabili dall essiccatore = 1000 m 3 /h. Il biofiltro sarà dimensionato per un flusso di m 3 /h. Assunto un carico volumetrico di 60 m 3 /m 3 /h, il volume risulta di 610 m 3. Con uno spessore filtrante pari a 1,25 m, la superficie risulta pari a circa 490 m 2, cui corrisponde un carico superficiale di circa 75 m 3 /m 2 /h. Il tempo di permanenza medio teorico a letto vuoto risulta di un minuto primo. In prima approssimazione si prevedono due filtri in parallelo con dimensioni pari a: 16,5 x 30 m, h = 1,3 m La torre di lavaggio sarà dimensionata per un flusso di 2000 m 3 /h, velocità a letto vuoto di circa 2 m/s e tempo di permanenza approssimativo dell ordine di 1,5 minuti secondi. Sarà quindi costituita da un manufatto in acciaio inox di altezza utile di 6 m e diametro di 0,8 m, con materiale di riempimento tipo anelli Raschig o simili, e rapporto volumetrico aria/acqua pari a circa 30:1 (circa 70 m 3 /h) utilizzando l effluente finale come acqua di servizio Sezione di disidratazione Con riferimento ai dati riportati nello schema di Figura 6.1, i quantitativi complessivi di fanghi e FORSU umidi da disidratate su base giornaliera sono pari a: Fanghi secondari + terziari, al 5% = [( ) kgsst d -1 ]/0,05 = 146,9 t/d Fanghi primari + FORSU in uscita dal digestore secondario = 190 t/d Per un totale di materiale umido pari a 336,9 t/d. 74

79 Considerando di inviare tale flusso ad una sezione di disidratazione in grado di operare in continuo su 12 ore e per 5,5 giorni alla settimana, ne deriva la necessità di una potenzialità oraria di disidratazione pari a 36 t/h. Tale valore è superiore alla disponibilità attuale presente in impianto ed è quindi necessario prevedere l acquisizione di una nuova centrifuga. Si considera quindi di provvedere una centrifuga di potenzialità analoga a quella recentemente installata, in modo da raggiungere una capacità complessiva di trattamento di t/h e disporre degli a- deguati margini operativi rispetto ad un incremento delle portate di fango umido, a causa di un minor ispessimento, o l eventuale futura possibilità di trattamento di maggiori quantitativi di FORSU Essiccamento termico La scelta del tipo di essiccatore nel caso dell'impianto di Caronno Pertusella è vincolata dalla necessità di disporre di un impianto caratterizzato da elevata flessibilità operativa, che possa adeguarsi a regimi di funzionamento diversificati sia per il carico di solidi a- limentato, sia per la siccità iniziale del materiale da essiccare. Da un esame comparativo delle tecnologie e dei tipi costruttivi presenti sul mercato è emersa la convenienza di o- rientarsi verso una macchina già dimensionata per la potenzialità massima futura, ma che possa già oggi operare in condizioni molto prossime a quelle ottimali anche con un flusso di acqua da evaporare pari alla metà del carico nominale di progetto Tipologie di essiccatori La classificazione degli essiccatori si basa sulla modalità di riscaldamento del fango da essiccare. Si distinguono in particolare due categorie principali: quelle che operano mettendo il fango a contato diretto con il fluido termovettore (essiccamento diretto) e quelli che operano mediante scambio termico indiretto con un fluido termovettore (ad esempio: olio diatermico) segregato in un circuito che non entra a contato con il fango. L'essiccamento per contatto diretto si basa principalmente su uno scambio convettivo. In passato hanno visto numerose applicazioni (tecnologie a flash-drying, rotativi e a letto fluido), sovente limitate al campo dell'essiccamento di fanghi inorganici, a causa del rischio di esplosione nel caso di miscela di polveri organiche e aria. L'essiccamento per contatto indiretto si è quindi sviluppato più di recente per limitare i problemi di esplosione. La possibilità di operare la condensazione del vapore estratto, consente di ottenere rese energetiche decisamente interessanti (comprese tra 680 e 750 kcal/kg di acqua evaporata). Gli essiccatori di tipo indiretto possono essere ad asse orizzontale o verticale. Per consentire il movimento del fango lungo l'essiccatore nei modelli ad asse orizzontale sono presenti palettature o alettature a dischi solidali con l'albero rotante. Il mezzo riscaldante, normalmente vapore od olio diatermico, circola nella camicia del corpo a mantello dell'essiccatore, o nelle parti cave delle pale o dei dischi. Negli essiccatori indiretti (v. paragrafo ) la movimentazione del vapore d'acqua originato dall'acqua del fango può avvenire o a causa del moto stesso dei fanghi (essiccatori di massa) o da una corrente di fumi o di vapore surriscaldato che attraversa il corpo dell'essiccatore, in quelli a film sottile. 75

80 Criteri di sicurezza contro le esplosioni La concentrazione di ossigeno nella corrente gassosa a contatto con il fango nell'essiccatore e nel circuito di essiccamento, deve essere mantenuta sotto la soglia considerata critica per rischio di incendio e/ o di esplosione della polvere organica del fango. Tale soglia di sicurezza è indicata nelle Linee guida Guidance on the control of safety risks at sludge drying plants pubblicate dallo HSE (Health and Safety Executive, UK) il 28 agosto 2003 e nel rapporto "RR075 - Measurement of limiting oxygen concentration in sewage sludge drying plants", sempre pubblicato dallo HSE nel Il fattore di sicurezza più importante è il mantenimento, all interno del processo, di una atmosfera con percentuale di ossigeno libero in volume non superiore al 5%, o, meglio, non superiore al MPOC (maximum permittable oxygen concentration), calcolato pari al LOC (limiting oxygen concentration) diminuito di due punti percentuali. Nel caso degli essiccatori indiretti, si opera di norma con ossigeno compreso tra il 2 e il 3% della miscela gassosa a contatto con il fango Tecnologia dell'essiccamento indiretto a film sottile La tecnologia che consente la massima flessibilità operativa è l'essiccamento indiretto a film sottile, in grado di essiccare i fanghi in un intervallo esteso dal 65% al 90% di sostanza secca, senza necessità di miscelare e ricircolare il fango già essiccato (il cosiddetto back-mixing) per superare la fase visco-plastica che caratterizza i fanghi con siccità compresa tra il 55 e il 65%. Negli essiccatori indiretti con essiccamento di massa e back-mixing, la miscelazione del fango fresco in alimentazione all'essiccatore con il fango già essiccato e ricircolato, (necessaria per superare la fase visco-plastica in alcune tecnologie) è un'operazione necessaria ma richiede apparecchiature aggiuntive per il ricircolo del fango essiccato e la sua miscelazione con quello fresco, con costi di manutenzione elevati (usura a causa del grande quantitativo di fango ricircolato). Inoltre, il back- mixing non assicura sempre un prodotto miscelato omogeneo al 50-60% di secco per la difficoltà ed il tempo necessario a reidratare il fango già essiccato. L'essiccamento di massa con back- mixing è solitamente impiegato nelle tecnologie quali i tamburi rotanti, essiccatori a piani multipli, a dischi, ad aria ed altro, può essere pericoloso in concomitanza di variazioni dell'apporto di fango fresco: il fango essiccato e solo parzialmente miscelato può trovarsi in contatto con la parete calda ed i gas caldi (anche fino a 400 C) e surriscaldarsi con possibile formazione di miscela esplosiva. Un essiccatore indiretto a back-mixing ha una elasticità operativa limitata, in quanto è molto più difficile calibrare il ricircolo e l'apporto calorico per carichi in ingresso significativamente diversi da quelli di targa. Il tempo di svuotamento di un essiccatore a back-mixing è di alcune ore, in quanto deve essere sempre pieno di fango in fase di essiccamento con tenore di secco superiore al 65%. L 'essiccatore a film sottile opera invece sostanzialmente vuoto: lo strato fluidizzato del fango, in moto elicoidale turbolento, a contatto con la parete calda ( C) del cilindro è dell'ordine del centimetro. L'interno dell'essiccatore è attraversato da una corrente inerte di vapore acqueo, in circuito chiuso con il fango fresco alimentato. Operando sostanzialmente vuoto, il tempo di permanenza del fango nell'essiccatore è ridotto a 2-3 minuti primi e può essere variato a piacimento secondo le esigenze di processo. Il prodotto compie un solo percorso attraverso l'essiccatore. Il trattamento uniforme del prodotto assicura tempi di residenza definiti e quindi non troppo lunghi (che comporte- 76

81 rebbero l'insorgere di degradazione termica di tipo pirolitico) né troppo brevi (che comporterebbe un insufficiente essiccamento, con rischio di incompleta igienizzazione all'interno dei grumi di maggiori dimensioni). Se si opera con l'unica cautela di ridurre contestualmente l'alimentazione del fango e lo scambio di calore dell'olio diatermico, non si hanno quindi rischi di surriscaldamento del prodotto. Oltre la metà del calore ceduto al fango per l'evaporazione dell'acqua avviene per conduzione attraverso la parete calda dell'essiccatore. E' così possibile, regolando semplicemente la temperatura del fluido diatermico, controllare il processo in condizioni di sicurezza Dati per il dimensionamento dell'essiccatore Il dimensionamento termico dell'essiccatore è riportato nel par Trattamento delle acque derivanti dall ispessimento, disidratazione ed essiccamento dei solidi digeriti Il processo di co-digestione a umido della frazione organica dei rifiuti solidi urbani (FORSU) con i fanghi primari produce un residuo con concentrazione di secco del 4,4% circa che viene concentrato prima nel digestore secondario e poi mediante centrifugazione, fino a raggiungere un tenore di secco del 30%. Infine, nell essiccatore termico il secco passa dal 30 al 90% Ipotesi di calcolo Portata Nell ipotesi di trattare t/anno di FORSU con i fanghi primari, il liquido che viene separato nei vari trattamenti assomma a circa 283 m 3 /giorno. COD In base ai dati di letteratura (ad es.: Canziani et al., 1995), si è stimato che il COD solubile nel refluo sia intorno al 3% del COD che viene alimentato nel digestore, e quindi stimabile intorno a 600 kg/giorno. Tale carico addizionale costituisce una frazione pari a circa il 3% del carico di COD giornaliero affluente con le acque reflue trattate dall impianto di Caronno Pertusella (circa kg/d, Relazione Bonomo, 2003). Infine, va osservato che si tratta di COD in parte non biodegradabile e in parte lentamente biodegradabile, in quanto costituito da residui non biodegradati durante la digestione anaerobica. Azoto Diverso è il caso dell azoto e del fosforo. Mentre il carico organico biodegradabile alimentato al digestore si trasforma in biogas o rimane allo stato solido nei fanghi digeriti, l azoto organico viene in gran parte idrolizzato dagli enzimi batterici e decomposto fino ad azoto ammoniacale. In prima approssimazione si può ipotizzare che dal 70 al 90% dell azoto organico presente nei solidi volatili gassificati alimentati al digestore si trasformi in azoto ammoniacale. La percentuale media di azoto nei solidi è stimabile tra 1,8 e 2,5% del secco. 77

82 Considerato che la massa dei solidi volatili gassificata è pari a circa kg/giorno, la massa di azoto giornaliera può essere stimata compresa nel seguente intervallo: 0,018 x x 0,7 = circa 108 kgn/giorno 0,025 x x 0,9 = circa 195 kgn/giorno Per un primo dimensionamento di massima, si assume come ragionevole una concentrazione del 2,1% e si assume che l 80% dei solidi volatili gassificati sia passato nella fase liquida; si ha pertanto 0,021 x x 0,8 = circa 145 kgn/giorno con una incertezza stimabile in circa ± 30%, congruente con il margine di incertezza insito nella stima oggetto del presente elaborato. La concentrazione media attesa risulta pari a: 145 / 283 = circa 0,5 gn/l Si noti che il carico di azoto addotto con le acque di rifiuto all impianto di Caronno Pertusella è di circa 1700 kgn/giorno (oggi) o 1800 kgn/giorno (al 2016). Si tratta quindi di un carico non trascurabile, dell ordine del 7% del carico complessivo in ingresso. Se ricircolato nel trattamento biologico della linea acque, in condizioni invernali, questo carico supera la capacità nitrificante prevista al 2008, richiedendo un volume addizionale di circa 2000 m 3. Inoltre, essendo assai povero di COD biodegradabile, l apporto di azoto può sbilanciare il rapporto COD/N a sfavore del COD, rischiando che si verifichi una carenza di carbonio organico biodegradabile per il processo di denitrificazione. Va inoltre osservato che il recente regolamento regionale attuativo del Piano di Tutela e Uso delle Acque (PTUA) ha limitato la concentrazione ammissibile di azoto complessivo (somma di azoto ammoniacale, organico, nitrico e nitroso) a 10 mg/l per impianti di potenzialità superiore a A.E. In tali condizioni, un aggravio del carico azotato è sconsigliabile, mentre va valutata con attenzione la possibilità di un impianto dedicato al trattamento dei flussi concentrati, anche con tecnologie innovative che consentano la minimizzazione dei consumi energetici dovuti alla fornitura di ossigeno disciolto per la nitrificazione e del consumo di carbonio organico in denitrificazione. Poiché si tratta di scarichi caldi, è stato dimostrato (Fux et al., 2003) che lo stesso reattore SBR con età del fango di giorni può essere agevolmente gestito in modo da limitare la nitrificazione a nitrito e da denitrificare a partire da nitrito, riducendo corrispondentemente il consumo energetico per l'aerazione e quello per l'acquisto del carbonio biodegradabile. Fosforo Nel caso del fosforo le stime di letteratura divergono moltissimo in funzione della composizione della FORSU. L intervallo di variazione spazia da un minimo di 0,4% a un massimo del 3% in peso sul secco volatile. Inoltre il fosforo che viene rilasciato nella fase solubile può variare dal 20 al 50% del fosforo totale. L intervallo di variazione risulta pertanto il seguente: Minimo: 0,004 kgp/kgssv x 0,2 x 8600 kgssv = circa 7 kg/giorno 78

83 Massimo: 0,3 kgp/kgssv x 0,5 x 8600 kgssv = circa kgp/giorno (quasi 200 volte tanto). Le corrispondenti concentrazioni risultano quindi comprese tra: Minimo: 7/283 = 0,025 gp/l e Massimo: 1.290/283 = 4,56 gp/l E comunque evidente che solo da una sperimentazione si potranno desumere dati più precisi per una quantificazione effettiva del flusso di fosforo. Il carico di fosforo attuale al trattamento acque dell impianto di Caronno Pertusella è stato stimato in circa 235 kgp/giorno (al 2016), cui corrispondono concentrazioni di circa 6 mg/l. Il limite normativo previsto dal recente regolamento attuativo regionale è pari a 1 mg/l, conseguibile mediante precipitazione in simultanea con dosaggio di sali di ferro o di alluminio e filtrazione finale con ulteriore basso dosaggio di reagenti di precipitazione e flocculazione. Si possono ipotizzare tre scenari. 1) Il carico di fosforo aggiuntivo corrisponde a meno di 140 kgp/giorno, che corrisponde a un incremento della concentrazione nel flusso principale di non oltre 3 mg/l. La concentrazione nel flusso concentrato è di circa 500 mg/l. In questo caso, l abbattimento del fosforo può comunque essere condotto con la stessa tecnica sopra descritta in assenza di questo carico aggiuntivo, salvo dover incrementare la quantità di reagenti in proporzione all incremento di fosforo. 2) Il carico di fosforo supera i 140 kgp/giorno, ma rimane entro concentrazioni di 1 g/l nel flusso concentrato. In questo caso, si può prevedere di costruire un chiariflocculatore dedicato al trattamento del flusso concentrato, a valle dell SBR per il trattamento dell azoto. Assumendo una produzione di fanghi chimici pari a 8 gss/gp, la concentrazione di fango da far precipitare è dell ordine di 8 g/l, che si considera al limite per il normale funzionamento del processo. Il carico limite corrispondente risulta pertanto pari a: 283 m 3 /giorno x 1 kgp/m 3 = 283 kgp/giorno. 3) Il terzo scenario si riferisce a un carico di fosforo eccedente i 283 kgp/giorno. Oltre questo limite la concentrazione del refluo è tale da consigliare il ricorso a un reattore a cristallizzazione che permette la precipitazione di fosfato di calcio cristallino (apatitico). La precipitazione a struvite non avviene, essendo il refluo ormai privo di ammoniaca. Per la particolarità del processo e la scarsità di esperienze a piena scala, è fortemente consigliabile ottenere i dati per il dimensionamento del reattore e la stima dei costi di costruzione e gestione attraverso una sperimentazione pilota sul refluo reale. 79

84 In letteratura, tuttavia, pur trovando conferma gli ampi intervalli di variabilità prima citati, non si riscontrano mai nei surnatanti da digestione anaerobica di FORSU e di fanghi concentrazioni di fosforo solubile di un ordine di grandezza superiore alla concentrazione di fosforo. Un esempio molto vicino alla realtà lombarda è l impianto gestito dalla Società Este Servizi Ambientali, in Provincia di Padova (Mayer et al., 2006), in cui la concentrazione di fosforo nel surnatante non supera i 100 mg/l. Ai fini della stima economica oggetto del presente studio, si ritiene pertanto plausibile il primo scenario. 80

85 7. ANALISI DI ALTERNATIVE DI IMPIEGO DEL BIOGAS Nello scenario con conferimento di FORSU pari a t/anno la produzione di biogas risulta, come indicato precedentemente, di 2, m n 3 /anno, che corrisponde ad una produzione media giornaliera su 365 giorni all anno di m n 3 /giorno. La composizione media del biogas è ipotizzata per il 60% di CH 4 e 40% di CO 2, valori tipici del processo di digestione anaerobica. Risulta quindi che il biogas prodotto in un anno fornisce, in termini di potere calorifico inferiore, una energia di GJ, pari ad una potenza termica media di 1.75 MW su ore all anno. 7.1 Alternative di utilizzo del biogas Si confrontano ora le diverse possibilità offerte dall utilizzo dal biogas prodotto dalla co-digestione di fanghi primari e FORSU. L alternativa che risulta economicamente più interessante verrà analizzata nel dettaglio nei paragrafi successivi Confronto tra la combustione in caldaia e la cogenerazione Una possibile opzione per lo sfruttamento del biogas è la combustione in caldaia per la produzione di energia termica. In tal caso, utilizzando una caldaia di nuova installazione con un rendimento del 90% 5, si ottiene annualmente una potenza termica di circa GJ. Di questo calore una piccola frazione, pari a circa GJ, è necessaria per il riscaldamento dei digestori, mentre la quota restante, di GJ, può essere ceduta ad una rete di teleriscaldamento per essere esportata ad una o più utenze termiche. Per poter valutare i ricavi di questa opzione si deve stimare il prezzo a cui è possibile esportare tale calore disponibile. A tal scopo si considera che il prezzo di offerta ad una utenza termica deve risultare competitivo con il costo da sostenere per produrre la stessa quantità di calore con un combustibile convenzionale. La Tabella 7.1 mostra i costi di alcuni combustibili attuali. Tali valori, legati direttamente o indirettamente al costo del petrolio, sono soggetti ad una grande variabilità, come mostrato nella Figura 7.1 che riporta l andamento del prezzo del greggio negli ultimi anni. 5 Si assume un rendimento del 90%, anziché dell 80% ipotizzato nel Capitolo 3 per la caldaia esistente, poiché con una nuova installazione è possibile ottenere prestazioni significativamente migliori. In particolare un rendimento del 90% si ottiene assumendo che i gas combusti contengano il 5% di ossigeno (in volume su base secca) e vengano raffreddati fino a 180 C, con perdite termiche della caldaia pari all 1%. 81

86 Tabella 7.1 Costi medi dei combustibili in Italia. Per il gas naturale è indicata la tariffa nazionale di riferimento relativa al II trimestre del 2006 stabilita dall Autorità per l Energia Elettrica e il Gas. I dati sul gasolio sono relativi mese di aprile 2006, come riportato dell Unione Petrolifera nel sito web Combustibile Prezzo industriale Componente fiscale Prezzo al consumo Gas naturale (utenti domestici) Gasolio riscaldamento Gasolio autotrazione 0,385 /m 3 0,281 /m 3 0,665 /m 3 18,5 /GJ 0,537 /l 0,591 /l 1,128 /l 31,6 /GJ 0,569 /l 0,609 /l 1,179 /l 33,07 /GJ Figura 7.1: Prezzo del Brent Dated, greggio di riferimento del mercato europeo, dal Elaborazione dell Acquirente Unico. Il costo del combustibile risulta variabile nel tempo e differente a seconda del tipo di combustibile e della tassazione a cui l utenza è soggetta. Tenendo conto che la realizzazione della rete di teleriscaldamento comporta un onere significativo, si può stimare indicativamente che è possibile ricavare un valore compreso tra 8 e 15 al GJ termico ceduto alla rete di teleriscaldamento. Complessivamente si potrebbe perciò ottenere, assumendo le perdite termiche della rete pari al 10%, un ricavo tra e L alternativa alla combustione del biogas in caldaia è lo sfruttamento in motori cogenerativi. Assumendo il rendimento elettrico pari a 40% e quello termico a 45%, valori ragionevoli per motori a gas di taglia adeguata alla produzione di biogas disponibile, si raggiunge una produzione elettrica di kwh e un recupero di energia termica di oltre GJ, ampiamente in esubero rispetto al fabbisogno dei digestori. Dall elettricità generata si ricavano orientativamente per la vendita dei certi- 82