A.S.A. Azienda Servizi Ambientali. Comune di Pomarance -PROGETTO DEFINITIVO - RELAZIONE TECNICA DI CALCOLO. Data. Aprile 2015.

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1 A.S.A. Azienda Servizi Ambientali Comune di Pomarance IMPIANTO DI DEPURAZIONE A SERVIZIO DEL CAPOLUOGO DI POMARANCE -PROGETTO DEFINITIVO - RELAZIONE TECNICA DI CALCOLO A2 Data Aprile 2015 Codice Progetto L1/1-DP-PO Codice PGI G Codice Commessa DII0076 Centro di Costo DI3009 Referente Progettazione Esecutiva e D.L. Ing. Antiniska Marchini Il Responsabile Progettazione e Direzione Lavori Ing. Marco Ruggiero Il Dirigente Programmazione e Gestione Investimenti Ing. Fabrizio Pacini 1

2 INDICE PREMESSA DATI DI PROGETTO GARANZIE DEPURATIVE SCHEMA D IMPIANTO DESCRIZIONE DELL IMPIANTO CALCOLI GIUSTIFICATIVI LINEA ACQUE POZZETTO DI STRAMAZZO GRIGLIATURA EQUALIZZAZIONE POZZETTO RIPARTITORE COMPARTO BIOLOGICO Denitrificazione biologica Nitrificazione e ossidazione Dimensionamento dei ricircoli DIMENSIONAMENTO IMPIANTO DI AERAZIONE SEDIMENTAZIONE SECONDARIA DISINFEZIONE LINEA FANGHI FANGHI DI SUPERO DA TRATTAMENTO BIOLOGICO/SEDIMENTAZIONE SECONDARIA DIGESTIONE AEROBICA DIMENSIONAMENTO IMPIANTO DI AERAZIONE Dimensionamento della centralina di aerazione ISPESSIMENTO DISIDRATAZIONE MECCANICA STOCCAGGIO E DOSAGGIO REAGENTI CHIMICI POLIELETTROLITA ANIONICO SERVIZI GENERALI INDICE DELLE FIGURE Figura 1: Schema Ludzack-Ettinger modificato da Barnard INDICE DELLE TABELLE Tabella 1: Parametri di dimensionamento... 3 Tabella 2: Dati di progetto... 4 Tabella 3: Tabella 1 allegato 5 parte terza del D. Lgs. 152/ Tabella 4: Tabella 3 allegato 5 perte terza del D. Lgs. 152/ Tabella 12: Dimensioni disinfezione Tabella 10: Dimensioni ispessitore

3 PREMESSA La presente relazione riguarda il dimensionamento dei processi meccanici, chimico fisici e biologici previsti per l impianto di depurazione delle acque reflue urbane del Comune di Pomarance. Per la progettazione ed il dimensionamento si sono utilizzati i criteri derivanti dall esperienza maturata nel settore in opere similari e quelli consigliati dalla letteratura specializzata. La presente relazione si articola nelle seguenti fasi: Analisi dati demografici, consumi idrici, dotazioni pro-capite, ecc., necessari per dimensionare i carichi da depurare e la loro variabilità nel tempo. Si veda anche l Elaborato A3: Caratterizzazione dell utenza. Dimensionamento delle varie sezioni del processo. 1. DATI DI PROGETTO L impianto di depurazione in oggetto è stato dimensionato in base ai seguenti parametri: Parametri di dimensionamento Valore Unità di misura Numero abitanti serviti 4500 AE Dotazione idrica 250 l/ab d Coefficiente di afflusso 0,8 adim. BOD 5 specifico 60 g/ab d COD specifico 130 g/ab d Azoto totale Kjeldahl specifico 10 g/ab d Fosforo specifico 2 g/ab d Solidi sospesi specifici 70 g/ab d Tabella 1: Parametri di dimensionamento Dai dati sopra riportati discende il calcolo degli apporti giornalieri e delle medie di carico idraulico ed organico: Parametro Calcolo Valore Unità di misura Portata totale di tempo secco Q t = (4500x250)*0.8/ m 3 /d Portata oraria media di tempo secco Q m = Qt/24 37,5 m 3 /d BOD 5 totale giornaliero BOD 5 = (4500*60)/ kg/d COD totale giornaliero COD=(4500*130)/ Kg/d Azoto totale Kjeldahl giornaliero TKN = (4500*10)/ kg/d 3

4 Fosforo totale giornaliero P = (4500*2)/ kg/d Solidi sospesi totali giornalieri SST = (4500*70)/ kg/d Portata oraria di punta di tempo secco Q p = 3*Q m 112,5 m 3 /h Portata oraria di pioggia ai trattamenti preliminari Q pg = 3*Q m 112,5 m 3 /h Portata oraria di pioggia ai trattamenti secondari Q pg =Q m 37,5 m 3 /h Tabella 2: Dati di progetto I liquami da trattare sono essenzialmente costituiti da acque reflue domestiche. L impianto potrà comunque ricevere acque reflue industriali purché compatibili con il processo adottato e rientranti nei limiti per gli scarichi in pubblica fognatura previsti nella tabella 3 dell allegato 5 del D.Lgs. 152/06. Tali apporti di acque industriali non devono comunque alterare i dati assoluti e specifici considerati. 2. GARANZIE DEPURATIVE In corrispondenza, ed entro i dati di progetto indicati, con l impianto proposto si assicura un abbattimento del BOD 5 e del COD di almeno il 90% ed in ogni caso nell effluente finale si garantiscono i seguenti limiti: Dalla tabella 1 dell allegato 5 alla parte terza del D.Lgs.152/06: Valori limite Concentrazione [mg/l] % Riduzione COD BOD Solidi sospesi totali Tabella 3: Tabella 1 allegato 5 parte terza del D. Lgs. 152/06 Dalla tabella 3 dell allegato 5 alla parte terza del D.Lgs.152/06: Valori limite Concentrazione [mg/l] Azoto ammoniacale 15 Azoto nitrico 20 Tabella 4: Tabella 3 allegato 5 perte terza del D. Lgs. 152/2006 Inoltre per tutti gli altri parametri si garantisce il rispetto dei limiti previsti nelle tabelle 1 e 3 dell allegato 5 del D.Lgs. 152/06. Per quanto riguarda i fanghi finali derivanti dal trattamento dei liquami (sedimentazione secondaria) si garantisce che saranno mineralizzati e stabili. 4

5 3. SCHEMA D IMPIANTO Sulla base di quanto esposto in premessa e dei dati di progetto riportati al punto 2, sono stati individuati alcuni criteri fondamentali per la scelta dello schema di processo dell impianto. Tali criteri sono i seguenti: flessibilità ed adattabilità dell impianto alla variabilità dei carichi; affidabilità di funzionamento; garanzia di sufficienti rendimenti depurativi anche in caso di interventi di manutenzione straordinaria; versatilità della linea fanghi ai fini dello smaltimento finale, aspetti ambientali e minimizzazione degli impatti Sulla base di una attenta analisi dei punti suddetti è stato individuato lo schema di processo composto dalle seguenti sezioni di trattamento: LINEA ACQUA - misuratore di portata - sfioratore di piena principale - misuratore di portata - grigliatura grossolana - grigliatura fine - equalizzazione - ripartizione - denitrificazione (2 linee) - nitrificazione/ossidazione (2 linee) - sedimentazione secondaria (2 linee) - disinfezione LINEA FANGHI - digestione aerobica - ispessimento - disidratazione 4. DESCRIZIONE DELL IMPIANTO Le acque reflue urbane del capoluogo di Pomarance sono di tipo misto e sono raccolte da una rete fognaria che attualmente scarica in 8 diversi punti senza alcun tipo di trattamento a monte. Contestualmente al nuovo depuratore sarà ampliata la rete fognaria con la realizzazione di 7 stazioni di sollevamento (6 nuove e modifica di una esistente), 2 sfioratori e nuove tratte di collettori a gravità e in pressione, che permetteranno di recapitare al nuovo depuratore tutti i liquami del capoluogo. Non essendo presenti nella rete fognaria scarichi di tipo industriale, i collettori di progetto così come i sollevamenti e gli sfioratori sono stati dimensionati in modo tale da convogliare al depuratore una portata massima pari a 3 volte la portata media di tempo secco come previsto dall Art. 16 comma 3 della legge Regionale n. 20/06 Norme per tutela delle acque dall inquinamento per gli scaricatori di piena di classe B1. 5

6 Tale rapporto di diluizione è ampiamente in grado di scaricare nell ambiente acque con caratteristiche qualitative tali da non provocare impatti ambientali. Le acque reflue attraverso il collettamento di progetto perverranno all impianto di depurazione che sarà comunque dotato di un primo sfioratore di piena avente la funzione di limitare la portata in ingresso fino ad un valore massimo pari a 3 volte la portata media di tempo secco. Tale sfioro entrerà in funzione solo in caso di malfunzionamento degli sfioratori di progetto a monte. Dopo lo sfioratore, i liquami sono addotti al trattamento di grigliatura per mezzo di un canale in cemento armato avente larghezza di 0,4 metri. Il sistema di grigliatura prescelto è costituito da una grigliatura grossolana seguita da una grigliatura fine. La prima è una griglia meccanica sub-verticale a barre con pulizia a pettine con luce di filtrazione di 15mm e larghezza 400mm. La seconda una filtro coclea meccanizzata con funzioni integrate di grigliatura, lavaggio e compattazione del grigliato. La luce di filtrazione è 3 mm e la sua larghezza è di 400 mm. La pulizia della griglia è assicurata da una coclea rotante senza albero, comandata da un motoriduttore, che posta all interno del filtro provvede alla pulizia dei fori dello stesso tramite delle spazzole in materiale plastico ed una barra di lavaggio dotata di ugelli spruzzatori. Durante la fase di trasporto attraverso l'elica della coclea nel tubo trasportatore avviene una fase di lavaggio del residuo di vagliatura che viene così liberato dalle sostante organiche in esso contenute. Nell ultimo stadio della macchine il residuo viene disidratato nella zona di compattazione e poi scaricato. La grigliatura è dotata di by-pass di emergenza, costituito da un canale laterale della larghezza di 0,4 metri dotato di una filtrococlea da 3mm analoga alla principale, sia per consentire la manutenzione ordinaria e straordinaria delle due macchine principali senza interrompere le successive fasi di trattamento, sia per far fronte ad eventuali disfunzione delle due griglie. I liquami grigliati vengono convogliati alla vasca di equalizzazione avente un volume utile di circa 281 mc. L equalizzazione in assenza di pioggia ha come principale obbiettivo quello di compensare le variazioni giornaliere della portata di liquame in ingresso all impianto garantendo così l erogazione di una portata costante alle fasi successive; in questo modo si evitano pericolosi sovraccarichi nelle varie sezioni dell impianto, si consente il funzionamento in continuo ed una più uniforme concentrazione degli inquinanti. Durante le piogge l equalizzazione permette di accumulare la parte eccedente la Qm e il tempo di riempimento della vasca, ipotizzando una portata in ingresso costante pari a 2 volte quella media di tempo secco, è di circa 4 ore. La vasca di equalizzazione sarà divisa in due parti, tra loro comunicanti attraverso una luce con paratia, in modo da poter far funzionare in casi di manutenzione e pulizia almeno una vasca. La portata in ingresso sarà suddivisa tra le due vasche attraverso un pozzetto ripartitore. Le due vasche saranno dotate di miscelatori di circa 3 kw che permette una miscelazione completa ed impedisce la sedimentazione dei solidi sospesi contenuti nei liquami grezzi. 6

7 L acqua accumulata nel volume di equalizzazione verrà pompata alla successiva fase di denitrificazione nel pozzetto ripartitore in testa alla vasca. Un sistema di due pompe (una per vasca) della potenza di circa 3,1 Kw, in grado di pompare ciascuna la portata media, permettono il sollevamento del refluo dalla vasca alla successiva fase di trattamento. L equalizzatore è dotato di adeguato sfioratore attraverso il quale la portata eccedente, proseguirà direttamente verso il corpo idrico ricettore dopo essere stata sottoposta ai trattamenti preliminari. I liquami giungono in pressione ad un pozzetto di ripartizione e da qui proseguiranno alle due linee di trattamento biologico di uguale potenzialità. La doppia linea di trattamento consente di rendere più affidabile l intero impianto a seguito di avarie od interventi di manutenzione straordinaria. Il trattamento biologico adottato è quello con predenitrificazione con utilizzo del carbonio organico del liquame grezzo, processo che si sviluppa nelle seguenti fasi distinte: anossica, dove avviene la denitrificazione; ossidazione, dove avviene la nitrificazione. Pertanto, i liquami passano alla sezione di denitrificazione costituita da due vasche quadrate del volume utile complessivo di 200 m 3 dotate di miscelatori sommersi, nelle quali avverrà il contatto anossico tra il liquame in arrivo e la miscela acqua-fango ricircolata sia dalla sedimentazione secondaria che dalla vasca di ossidazione. I nitrati presenti, derivanti dall ossidazione dell azoto ammoniacale, a contatto con i liquami in arrivo in un ambiente privo di ossigeno, si ridurranno ad azoto gassoso che si libererà nell atmosfera. Da qui il mixed-liquor arriva alla sezione di ossidazione biologica-nitrificazione costituita da due vasche rettangolari del volume utile complessivo di 675 m 3. In queste vasche l azoto presente nei liquami grezzi, in prevalenza sotto forma ammoniacale, che non ha subito sostanziali variazioni con i precedenti trattamenti viene ossidato a nitrato; qui la biomassa, costituita da microrganismi aerobici che si verrà a formare spontaneamente nel giro di alcuni giorni dall avviamento dell impianto, provvederà, oltre alla nitrificazione dei composti azotati, anche alla degradazione degli inquinanti biodegradabili presenti nei liquami in ingresso. L ossigeno necessario alla biomassa sarà trasferito per mezzo di diffusori a bolle fini posti sul fondo della vasca, mentre la produzione di aria, garantita da appositi soffiatori, sarà comandata in automatico da un misuratore di ossigeno disciolto collocato nella vasca stessa. Il sistema descritto oltre a garantire un elevato rendimento di ossigenazione e a ridurre considerevolmente quei fenomeni di formazione di aerosol comuni ad altri sistemi di ossigenazione superficiale, consente di aumentare la temperatura del mixed-liquor nel periodo invernale, opportunità questa che garantisce buoni rendimenti di denitrificazione e nitrificazione anche nei periodi più critici. La miscela acqua-fanghi in uscita dal comparto di ossidazione passa alla sedimentazione secondaria costituita da due bacini a pianta circolare aventi un diametro interno di 6.5 m, dotati di carroponte a trazione periferica per la raccolta ed il convogliamento dei fanghi sedimentati in un pozzetto centrale, di stramazzi a profilo Thomson e lame paraschiume; le travate dei carroponte raschiafanghi sono dotate di lame superficiali che convogliano le schiume e i fanghi leggeri al pozzetto di ricircolo. Le acque chiarificate, in uscita dai sedimentatori secondari, verranno inviate al successivo trattamento di clorazione prima dell immissione nel corso d acqua. 7

8 I fanghi separati con la sedimentazione secondaria verranno in parte ricircolati al pozzetto ripartitore mentre quelli di supero saranno inviati alla digestione aerobica per la stabilizzazione degli stessi. Il ricircolo è effettuato per mezzo di due elettropompe da installare nel pozzetto centrale dei sedimentatori e due pompe da installare direttamente in ogni vasca di ossidazione per il ricircolo della miscela aerata. La stabilizzazione è costituita da una vasche rettangolare del volume utile complessivo di 320 m 3 areata per mezzo di diffusori. L areazione dovrà essere sufficiente alla sola miscelazione dei fanghi perché essendo un impianto a basso carico l ossidazione avviene già tutta nei trattamenti precedenti. All interno del digestore si prevede un contemporaneo ispessimento del fango e il surnatante sarà ricircolato in testa alla fase biologica. Per favorire l ispessimento sarà previsto un arresto periodico degli areatori. Dopo la stabilizzazione aerobica i fanghi saranno convogliati nell ispessitore che avrà funzione di accumulo e di ispessimento del fango. L ispessitore con funzionamento in continuo è costituito da una vasca circolare del volume utile di circa 16 m 3 completa di cancello girevole e raschiatore di fondo. Il surnatante di questa unità sarà inviato alla linea liquami in corrispondenza del pozzetto ripartitore in prossimità della denitrificazione, mentre il fango ispessito sarà di norma inviato ad una disidratazione meccanica mediante centrifuga previo condizionamento chimico dello stesso. Le acque di risulta della centrifuga verranno anch esse inviate alla linea liquami in corrispondenza della denitrificazione. 8

9 5. CALCOLI GIUSTIFICATIVI 5.1 LINEA ACQUE POZZETTO DI STRAMAZZO La portata totale proveniente dalla fognatura in arrivo all impianto viene sfiorata in parte attraverso un pozzetto di stramazzo posizionato all inizio dell impianto a monte della sezione di grigliatura. Lo stramazzo realizzato con una struttura in c.a. funziona da stramazzo laterale inviando al by-pass dell impianto e quindi al corpo recettore finale la portata eccedente il valore di 3*Q m = 112,5 m 3 /h, valore di portata che viene invece inviato ai trattamenti preliminari dell impianto di depurazione GRIGLIATURA La grigliatura è dimensionata per 112,5 m 3 /h, valore idoneo per la massima portata trattata in tempo di pioggia, pari a 3 volte la portata media di tempo secco. Il sistema di grigliatura prescelto è costituito da una grigliatura grossolana seguita da una grigliatura fine. La prima è una griglia meccanica sub-verticale a barre con pulizia a pettine con luce di filtrazione di 15mm e larghezza 400mm. La seconda una filtro coclea meccanizzata con funzioni integrate di grigliatura, lavaggio e compattazione del grigliato. La luce di filtrazione è 3 mm e la sua larghezza è di 400 mm. La pulizia della griglia è assicurata da una coclea rotante senza albero, comandata da un motoriduttore, che posta all interno del filtro provvede alla pulizia dei fori dello stesso tramite delle spazzole in materiale plastico ed una barra di lavaggio dotata di ugelli spruzzatori. Durante la fase di trasporto attraverso l'elica della coclea nel tubo trasportatore avviene una fase di lavaggio del residuo di vagliatura che viene così liberato dalle sostante organiche in esso contenute. Nell ultimo stadio della macchine il residuo viene disidratato nella zona di compattazione e poi scaricato. La grigliatura è dotata di by-pass di emergenza, costituito da un canale laterale della larghezza di 400 mm dotato di una filtrococlea da 3mm analoga alla principale, sia per consentire la manutenzione ordinaria e straordinaria delle due macchine principali senza interrompere le successive fasi di trattamento, sia per far fronte ad eventuali disfunzione delle due griglie. Questo tipo di macchine assicurano un ottima filtrazione del refluo trattenendo tutto il materiale con dimensioni superiori alla luce di passaggio. Il sistema adottato efficiente e sicuro ha l enomre vantaggio di produrre un rifiuto già parzialmente disidratato e compattato rendendo più facile la sua gestione e il trasporto. 9

10 5.1.3 EQUALIZZAZIONE I liquami grigliati vengono convogliati alla vasca di equalizzazione avente un volume utile complessivo di circa 281 mc. L equalizzazione in assenza di pioggia ha come principale obbiettivo quello di compensare le variazioni giornaliere della portata di liquame in ingresso all impianto garantendo così l erogazione di una portata costante alle fasi successive; in questo modo si evitano pericolosi sovraccarichi nelle varie sezioni dell impianto, si consente il funzionamento in continuo ed una più uniforme concentrazione degli inquinanti. Durante le piogge l equalizzazione permette di accumulare la parte eccedente la Qm e il tempo di riempimento della vasca, ipotizzando una portata in ingresso costante pari a 2 volte quella media di tempo secco, è di circa 4 ore. La vasca di equalizzazione sarà divisa in due parti, tra loro comunicanti attraverso una luce a battente con paratia, in modo da poter far funzionare in casi di manutenzione e pulizia almeno una vasca. La portata in ingresso sarà suddivisa tra le due vasche attraverso un pozzetto ripartitore che dividerà uniformemente la portata in arrivo alle due vasche di equalizzazione. La ripartizione è gestita attraverso due stramazzi regolati da due paratoie mobili. Nel dimensionamento della vasca si procede prendendo in considerazione: -il volume di compenso V c ; -il minimo V m richiesto per il funzionamento in continuo delle installazioni di aerazionemiscelazione (le vasche devono essere miscelate per evitare la sedimentazione delle sostanze sospese ed areate per evitare condizioni settiche); -il volume V f dovuto al franco h=1m da lasciare oltre all altezza utile V utile =V c +V m V eq = V utile +V f In assenza di un idrogramma di andamento delle portate, il dimensionamento è effettuato con un metodo di tipo empirico. Si considera la dipendenza del volume di compenso dalla portata influente e si può utilizzare un metodo empirico valido soprattutto per acque di scarico urbane. Se Q m è la portata media nelle 24 ore, il volume di compenso V c sarà V c =α (Q m /3600)x α= 0,4698 Q m -0,1673 V c =230,6 mc Il volume minimo per la miscelazione si assegna pari a V m =30 mc V utile =260,6 mc Si assegna H= 2,5 m altezza di escursione dei liquami dentro la vasca 10

11 La superficie dell equalizzatore sarà: S eq =104,24 mq Se l altezza del franco h f =1 m il corrispondente volume V f =S eq xh f V f = 104,24 mc Pertanto il volume complessivo dell equalizzatore sarà: V eq =364,84 mc Le dimensioni geometriche previste per le due vasche di equalizzazione sono riportate nella seguente tabella: Vasca Altezza media Larghezza Lunghezza Superficie Volume [m] [m] [m] [m 2 ] [m 3 ] Equalizzazione 3,5 7,5 7,5 56,25 196,87 Equalizzazione 3,5 7,5 7,5 56,25 196,87 Tabella 5: Dimensioni equalizzazione Il fondo della vasca ha una pendenza del 2,5% per facilitarne la pulizia del fondo e lo svuotamento evitando i ristagni. Le due vasche saranno dotate di miscelatori di circa 3 kw che permettono una miscelazione completa ed impediscono la sedimentazione dei solidi sospesi contenuti nei liquami grezzi. L acqua accumulata nel volume di equalizzazione verrà pompata alla successiva fase di trattamento biologico nel pozzetto ripartitore in testa alla vasca di denitrificazione. Un sistema di due pompe (una per vasca) ciascuna della potenza di circa 3.1 kw, in grado di pompare ognuna la portata media, permettono il sollevamento del refluo dalla vasca alla successiva fase di trattamento. Il pozzetto di sollevamento sarà collocato ad una estremità della vasca e all interno del pozzetto di sollevamento sarà alloggiata la pompa avente una portata di 37,5 m 3 /h. La divisione della vasca di equalizzazione in due volumi distinti è stata pensata per gestire al meglio i periodi di manutenzione e pulizia della vasca. Le due vasche di equalizzazione sono comunicanti fra loro attraverso una luce a battente regolata da una paratoia e nella normalità la paratoia sarà sempre aperta così da avere un unico volume di accumolo e le due pompe funzioneranno in modo alternato. L equalizzatore è dotato di adeguato sfioratore attraverso il quale la portata eccedente, proseguirà direttamente verso il corpo idrico ricettore dopo essere stata sottoposta ai trattamenti preliminari. 11

12 5.1.4 POZZETTO RIPARTITORE Prima delle vasche di denitrificazione è prevista la realizzazione di un pozzetto ripartitore con la funzione di dividere uniformemente la portata in arrivo dalla vasca di equalizzazione alle due linee a fanghi attivi. All interno del pozzetto confluiscono anche le tubazioni di ricircolo dei fanghi secondari e della miscela areata, e le acque di drenaggio della linea fanghi COMPARTO BIOLOGICO Il dimensionamento dei processi si basa sulle seguenti fasi: 1. Scelta del tipo di reattore 2. Cinetiche di pertinenza 3. Tempo di residenza cellulare e carichi da utilizzare 4. Produzione di fanghi 5. Richiesta di ossigeno e fattori che ne condizionano il trasferimento I comparti biologici si dimensionano rispetto alla portata media e ai carichi medi in ingresso, assumendo i fattori di sicurezza necessari. La scelta progettuale è ricaduta su un processo biologico a fanghi attivi a biomassa sospesa. Il sistema è stato progettato per ottenere nitrificazione e denitrificazione. La schema impiantistico è quello definito da Ludzack-Ettinger modificato da Barnard. Tale schema prevede una sequenza anossica aerobica. Nella zona anossica avviene la denitrificazione ad opera di biomassa facoltativa eterotrofa, nella zona aerobica invece la biomassa autotrofa opera la nitrificazione, in tale comparto aerobico avviene anche la ossidazione del substrato carbonioso influente ad opera di microrganismi eterotrofi. Il processo si basa sul ricircolo dei nitrati prodotti nella zona aerobica verso la zona anossica in testa alla vasca. Si prevede inoltre un ricircolo dei fanghi dalla sedimentazione secondaria al fine di garantire le concentrazioni di progetto di solidi sospesi nel comparto biologico e un adeguata età del fango. Figura 1: Schema Ludzack-Ettinger modificato da Barnard 12

13 Denitrificazione biologica Tutti i sistemi per la rimozione biologica dell azoto comprendono una zona aerobica nella quale ho luogo la nitrificazione. Inoltre deve essere anche presente una zona anossica al fine di promuovere la denitrificazione biologica. In questo modo si realizza un sistema in grado di rimuovere biologicamente l azoto dalle acque, attraverso l ossidazione di N-NH 4 + e la riduzione di N-NO 3 -, ad azoto gassoso. La riduzione dei nitrati richiede anche la presenza di un donatore di elettroni, che nello schema scelto è rappresentato dalla sostanza organica carboniosa biodegradabile contenuta nel refluo influente. Lo schema Ludzack-Ettinger modificato rappresenta un processo a singolo stadio con predenitrificazione, in cui i nitrati vengono alimentati nel reattore anossico attraverso il ricircolo proveniente dal reattore aerobico. La denitrificazione è supportata dall inserimento di 2 mixer per vasca della potenza di 2,1 KW. Si dimensiona il comparto di pre-denitrificazione con l obiettivo di produrre un effluente con concentrazione di nitrati (N-NO3 - ) di 15 mg/l e di azoto ammoniacale (N-NH4+) di 5 mg/l. Per rispettare tali concentrazioni in uscita si dovrà avere: -una portata giornaliera di azoto ammoniacale ammessa allo scarico Q N-NH4+ =4,5 kgtkn/d -un rendimento di nitrificazione di: η nit =90% -una portata giornaliera di azoto nitrico ammessa allo scarico pari a: Q N-NO3 - = 13,5 kgtkn/d -un rendimento di denitrificazione di: η den =66,7% -una portata giornaliera da nitrificare Q nit = Q TKN -Q N-NH4+ Q nit =40,5 kgtkn/d -una portata da denitrificare pari a: Q den = Q nit - Q N-NO3- Q den =27 kgtkn/d Per liquame grezzo la velocità di denitrificazione a 20 è v den 20 = 3 g N-NO3-/h x kg SSV v den12 = v den 20 x 1,06 (12-20) =1,88 g N-NO3-/h x kg SSV In termini di solidi sospesi totali considerando una percentuale di solidi sospesi volatile sui totali di circa 75% v den12 =0,0338 kgtkn/dxkg SS Di conseguenza per denitrificare la portata di Q den =27 kgtkn/d 13

14 Occoreranno: M ss = Q den / v den12 =796,92 kg SS Assumendo una concentrazione media del fango in vasca pari a: C a den = 4 kg SS/mc Risulta un volume complessivo per la denitrificazione pari a: V den = M ss / C a den =199,2 mc Per una maggiore flessibilità dell impianto si sceglie di realizzare due vasche di predenitrificazione, con le seguenti dimensioni: Vasca Altezza media [m] Larghezza [m] Lunghezza [m] Superficie [mq] Volume [mc] denitrificazione denitrificazione Tabella 6: Dimensioni denitrificazione Si prevede di installare in ciascuna vasca un mixer che dovrà garantire una potenza specifica trasmessa : P s =15 W/mc per metro cubo utile della singola vasca P utile =1500 W Da cui deriva una potenza installata di P inst = 1,4 x P utile =2100 W=2,1 KW Il tempo nominale di detensione idraulica (valutato sulla portata media Q m1 =Qm/2)per ciascuna vasca risulterà: t Hden = V den1 /Q m1 =5,33 h Nitrificazione e ossidazione La progettazione deve essere effettuata sulle cinetiche di nitrificazione (biomassa autotrofa) dato che risulta avere le costanti cinetiche più lente rispetto all ossidazione del substrato carbonioso (biomassa eterotrofa). In tale sezione bisogna porre particolare attenzione affinché, in ogni condizione di regime, il processo di nitrificazione sia completo. Per ottenere un rendimento di nitrificazione η nit =90% per temperature di progetto T<17 si deve adottare un fattore di carico basso intorno a F c =0,2-0,4 KgBOD5/d x Kg SS Per sicurezza e per temperature minime di esercizio T=12 C si prevede di utilizzare un fattore di carico di progetto pari a: F c =0,1 KgBOD5/d x Kg SS 14

15 Di conseguenza in funzione del fattore di carico organico e in funzione della portata media di BOD5 in arrivo al comparto di nitrificazione si ha: F c = Q BOD5 / M ssnit La massa totale dei solidi totali nel comparto di nitrificazione M ssnit =2700 KgSS Assumendo una concentrazione media del fango in vasca pari a: C a nit = 4 kg SS/mc Risulta un volume complessivo per la nitrificazione pari a: V nit = M ssnit / C a nit =675 mc Per una maggiore flessibilità dell impianto si sceglie di realizzare due vasche di ossidazione-nitrificazione con le seguenti dimensioni: Vasca Altezza media [m] Larghezza [m] Lunghezza [m] Superficie [m 2 ] Volume [m 3 ] ossidazione ossidazione Tabella 7: Dimensioni ossidazione/nitrificazione Dimensionamento dei ricircoli I ricircoli necessari, nell assetto impiantistico che è stato adottato, sono due: o ricircolo fango dal sedimentatore secondario o ricircolo interno miscela aerata Supponendo che il rendimento del comparto di sedimentazione sia del 100 % nel bloccare le sostanze solide e trascurando la portata del fango di supero, la portata di ricircolo del fango viene calcolata in base al fattore di ricircolo R di progetto assunto prudenzialmente pari a 1, da cui risulta Q r = 37,5 m 3 /h. La concentrazione di ricircolo è perciò pari a C r = (R+1)/ (R*C a nit )= 8 kg/m 3 Il ricircolo del fango sarà assicurato da n. 2 elettropompe da installarsi nel pozzetto fanghi, di cui una di riserva. Per ottenere una percentuale di denitrificazione attorno all'67% è necessario che la somma della portata di ricircolo Q r e della miscela areata Q anit ricircolata dalla nitrificazione sia pari a 2,5 volte la portata di calcolo Q c =Q m Pertanto il rapporto di ricircolo interno IR della miscela aerata risulta essere pari a 1,5, per cui la portata di miscela aerata sollevata sarà di 56,25 m 3 /h (28,125 mc/h per ciascuna vasca), per mezzo di n. 2 elettropompe sommerse da installarsi direttamente nelle due vasche di ossidazione, che ricircoleranno in testa alle vasche di denitrificazione attraverso una tubazione. 15

16 5.1.6 DIMENSIONAMENTO IMPIANTO DI AERAZIONE Per il dimensionamneto degli areatori, bisogna tenere conto che ad ogni parte di nitrati (NO3-) ridotta corrisponde praticamente la riduzione di una parte di BOD5. Di conseguenza la quantità di ossigeno da fornire in aerazione può prescindere dalla quota parte di portata di BOD5 rimossa durante la fase di denitrificazione: Q den =27 kgtkn/dx(1 kg BOD5/kg NO3-) =27 kg BOD5/d Per un dimensionamento prudenziale si assume un abbattimento del BOD5 pari a circa il 95%. Quindi la portata giornaliera di BOD5 da rimuovere giornalmente (dall intera linea acque), essendo Q BOD5 =270 KgBOD5/d risulta: Q BOD5 rim = η BOD5 x Q BOD5 =248,4 KgBOD5/d Sottraendo da questa la quotaparte utilizzata in denitrificazione si ottiene la portata di BOD4 di progetto per il dimensionamento del sistema di aerazione: Q BOD5abb = Q BOD5 rim -Q den =221,4 KgBOD5/d Il fabbisogno di ossigeno necessario per la sola frazione carboniosa sarà computabile come: (Q O2 ) carb =F 0 x Q BOD5abb Per temperatura media di esercizio di 20 C ed un Fc=0,1 si ha: F 0medio =1,6 kg O2/kgBOD5abb F 0max =2,4 kg O2/kgBOD5abb Segue che il fabbisogno medio e di punta per l ossidazione della frazione carboniosa risulta: (Q O2 ) carb medio =354,24 kgo2/d=14,76 kgo2/h (Q O2 ) carb max =531,36 kgo2/d=22,14 kgo2/h Per la nitrificazione sono necessari 4,6 kg di O2 per 1kg di ammoniac nitrificata (TKN). Essendo la portata da nitrificare Q nit =40,5 kgtkn/d Risulta: (Q O2 ) TKN medio =7,3 kgo2/h (Q O2 ) TKN max =2x(Q O2 ) TKN medio =14,6 kgo2/h In totale gli areatori dovranno fornire le seguenti portate orarie di ossigeno: -portata oraria media: (Q O2 ) tot medio =22,06 kgo2/h -portata oraria di punta (Q O2 ) tot max =36,74 kgo2/h 16

17 Tale valore è la richiesta di ossigeno nelle condizioni reali (anche noto come AOTR), da cui è necessario ricavarsi il tasso di trasferimento di ossigeno nelle condizioni standard (SOTR) per progettare il sistema di aerazione: AOTRmedio * C SOTRmedio = 44,12kg / h ( T 20) α * (1,024 ) * S,20 ( k * C C) H S, T, H SOTR max AOTR max = ( T 20) α * (1,024 ) * * C S,20 ( k * C C) H S, T, H 73,48kg / h dove o C S,20 concentr. di saturazione dell ossigeno in acqua pura alla temperatura di 20 =9,1 mg/l o C concentrazione dell ossigeno in vasca=2 mg/l o K H =0,98 fattore di correzione della solubilità dell ossigeno in acqua pulita in funzione della quota o C S, T, concentrazione a saturazione dell ossigeno alla temperatura e altezza di H progetto= 0,95 *C S,20 o α fattore di correzione per tipo di sistema di aerazione=0,7 In condizioni ambientali standard, 1 mc di aria contiene mediamente circa 280 g di O 2. Pertanto, supponendo che i diffusori abbiano una resa di ossigeno di circa il 26% si ha: ( O 2 ) stand =(280 go 2 /mc aria) x 0,26= 72.8 go 2 /mc aria insufflate=0,0728 KgO 2 /mc aria insufflata in condizioni standard Nelle condizioni reali si ha: ( O 2 ) aer =( O2) stand xr con R= AOTR/SOTR ( O 2 ) aer =0,036 KgO 2 /mc aria insufflata La portata di aria è data dalla formula: AOTRmedio 3 Qaria, media = 606,2m / h ( O ) 2 aer AOTRmax 3 Qaria, max = 1009,7m / h ( O ) La portata d aria specifica (massima) di aria insufflata in vasca: q aria =Q aria /V nit =1,49mc aria/h x mc 2 aer Tale valore è da ritenersi pienamente sufficiente perché maggiore di 1,4 mc aria/h x mc valore che garantisce corretta miscelazione del fango nella miscela areata. 17

18 Il sistema di areazione del comparto di ossidazione-nitrificazione viene dimensionato per fornire alle due vasche circa 1000 m 3 di aria all ora, suddivise in 500 m3 aria /h per ciascuna delle due vasche di aerazione del comparto biologico. Si adotterà un sistema di aerazione realizzato con pannelli del tipo Aquastrip con una una resa di ossigeno del 28.8% in condizioni medie e del 25.8% in condizioni di picco. In ciascuna vasca andranno posizionati 16 pannelli SEDIMENTAZIONE SECONDARIA Una volta effettuate le reazioni biologiche di ossidazione, nitrificazione e denitrificazione, l impianto necessita della sedimentazione secondaria, atta a svolgere due importanti funzioni: o funzione di chiarificazione, cioè realizzazione di un effluente il più possibile limpido; o funzione di ispessimento, cioè realizzazione di una fonte di fango da ricircolare il più possibile concentrata. La scelta progettuale è ricaduta su un sedimentatore circolare con flusso radiale; la condotta di alimentazione arriva al centro della vasca e il refluo fluisce all interno di un anello cilindrico la cui funzione è quella di distribuire omogeneamente il flusso in tutte le direzioni. Un carro-ponte a trazione periferica dotato di lama raschia-fanghi convoglierà il materiale sedimentato verso un pozzetto posto al centro della vasca da cui periodicamente verrà spurgato il fango. Lo stesso carroponte è dotato di lama superficiale per la rimozione del materiale flottante (oli, grassi ecc.) che saranno convogliati in un apposito pozzetto di raccolta superficiale. L effluente chiarificato si dirige verso uno stramazzo Thomson posto lungo il perimetro della vasca, da cui defluirà verso il sistema a fanghi attivi. Per il calcolo dell area del sedimentatore si è proceduto assumendo un carico idraulico superficiale (CIS) alla portata media di 0,6 m/h. Da questo è possibile ricavare la superficie necessaria al sedimentatore. A sed Qm = CIS 3 900m / d = 14,4m / d 62,5m 2 Fissata un altezza del sedimentatore di 3,5 m otteniamo un volume totale di 218,75 m 3 ; è necessario calcolare il tempo di residenza idraulico (HRT) alla portata media che risulta essere di circa 6,7 ore. Tali valori risultano in linea con i valori proposti dalla letteratura tecnica. Il perimetro del sedimentatore coincide con la lunghezza dello stramazzo Thomson, pari a 40,82 m. È stata effettuata inoltre la verifica relativa alla portata specifica allo stramazzo, che per evitare effetti di trascinamento dei solidi nell effluente chiarificato dovrà essere inferiore a 4 m 2 /h: 18

19 3 Qm 900m / d 2 Cstr = = = 0,9m / h L 40.82m str L altezza media della vasca è 3,5 m, valore adeguato ad evitare fenomeni di risalita del fango. Le dimensioni geometriche previste per il sedimentatore secondario sono riportate nella seguente tabella: Vasca Altezza media Diametro Superficie Volume [m] [m] [m 2 ] [m 3 ] Sedimentatore secondario 1 3,5 6,5 33,18 116,14 Sedimentatore secondario 2 3,5 6,5 33,18 116,14 Tabella 8: Dimensioni sedimentazione secondaria L altezza del sedimentatore assume un importanza fondamentale nella progettazione delle vasche di sedimentazione secondaria, data la leggerezza e la sensibilità dei fanghi alle azioni perturbatrici. Con riferimento al seguente schema ed alle raccomandazioni tedesche dell ATV, si calcola l altezza liquida della vasca: o h 1 =zona per l ispessimento del fango o h 2 =zona per la separazione dell acqua dal fango o h 3 = zona di acqua depurata o h 4 = zona di accumulo da prevedere in caso di acque di pioggia L altezza totale h tot risulta composta dalla somma dei quattro termini h 1,h2,h3, h4. ( ml / gr) C ( Kg / mc) SVI a h1 = ; 1000 h 2 0,8 1m ; h 3 0,5m ; Ca Va SVI h4 = = 1,86 m 500 S dove: o SVI è l indice di volume del fango, o Ca è la variazione di concentrazione nella miscela aerata indotta dalla portata di pioggia. Assumendo SVI pari a 100 ml/gr e considerando Ca pari a 1,2 dato dal rapporto tra le portate e la concentrazione degli SST, si calcolano: h1 = 0. 4 m ; h2 = 0. 8 m ; h m h m h tot = 3. 5 m Dunque è verificato che l altezza di progetto della vasca h=3,5m rispetti quella appena calcolata h tot = 3. 5 m, considerando la forma e le pendenze caratteristiche delle vasche. 19

20 5.1.8 DISINFEZIONE Si è scelto di effettuare la disinfezione con acido peracetico (CH 3 COOOH), un composto ad ampio spettro d azione sui batteri, ma che a fronte di un costo più alto di altre soluzioni tradizionali (ipoclorito di sodio, biossido di cloro) si distingue per l assenza di sottoprodotti tossici. Durante l impiego l acido peracetico si decompone dando luogo alla formazione di acido acetico e ossigeno, al quale è dovuta la sua capacità disinfettante. L uso di acido peracetico come agente disinfettante comporta un modesto aumento del BOD e del COD. Un altro vantaggio di tale disinfettante è che l efficacia del processo è poco influenzata dalla presenza di solidi sospesi, il che lo rende particolarmente idoneo in caso di cattivo funzionamento del sedimentatore secondario con un effluente poco chiarificato. Il dimensionamento della sezione verte essenzialmente su due fattori: assicurare a tutto il volume una miscelazione completa tra il reattivo e l effluente; garantire un tempo di contatto sufficiente. Per quanto riguarda la miscelazione, essa è assicurata da un miscelatore di tipo idraulico statico posto all ingresso dell unità. Tale unità prevede il dosaggio dell agente disinfettante subito a monte di un salto idraulico, realizzato mediante uno stramazzo, che adeguatamente progettato è in grado di garantire l opportuna turbolenza. L altezza del salto idraulico di progetto risulta pari a circa 20 cm. Per quanto riguarda il tempo di contatto, aspetto fondamentale per l efficacia del processo di disinfezione, si è adottato l accorgimento di una vasca di contatto a canali con flusso di tipo a pistone con lo scopo di garantire un tempo di contatto effettivo il più prossimo possibile a quello teorico di ritenzione idraulica. Assumendo un tempo di contatto di 30 min, come suggerito dalla letteratura specifica è possibile calcolare il volume necessario della vasca, che dovrà essere stimato sulla portata di picco. V = Q * t 18.75m m contatto = 3 La vasca a canali anche se progettata con adeguati accorgimenti non avrà il funzionamento ideale di un plug flow reactor. Pertanto è opportuno ipotizzare un coefficiente di sicurezza che rappresenti il discostamento delle condizioni reali da quelle teoriche. Tale coefficiente è stato assunto nel nostro caso pari a 1,25, da cui discendono le dimensioni utili della vasca di disinfezione pari a 23,4 m 3. All interno della vasca sono installati 3 canali di larghezza 0,8 metri realizzati con setti in cemento armato. Nella progettazione si sono rispettate le comuni indicazioni che suggeriscono un rapporto lunghezza/larghezza del canale pari a circa 20:1. La geometria della vasca si può osservare negli elaborati grafici Vasca Numero canali Altezza utile canale [m] Larghezza canale [m] Lunghezza [m] Superficie [m 2 ] Volume utile [m 3 ] disinfezione 3 1 0, ,6 33,6 Tabella 5: Dimensioni disinfezione 20

21 Il dosaggio previsto di acido peracetico per un tempo di contatto di 30 minuti varia da mg/l [Masotti], in modo da rispettare i limiti imposti dalla normativa, per cui si ha, considerando un dosaggio cautelativo di 15 mg/l, una portata di acido peracetico pari a 13,5 L/d alla portata media Q m. Si adotta un volume di stoccaggio di 1 m 3 utile a garantire, anche in caso di funzionamento continuo dell unità, tempi di rifornimento sufficientemente lunghi. 5.2 LINEA FANGHI I fanghi prodotti nel trattamento biologico/sedimentazione secondaria sono stati calcolati adottando i seguenti parametri: Produzione di fango secondario= 1,08 KgSST/KgBOD 5 abbattuto Percentuale in peso di secco= 0,8% FANGHI DI SUPERO DA TRATTAMENTO BIOLOGICO/SEDIMENTAZIONE SECONDARIA L impianto opera con un età del fango di circa 20 giorni, per cui rientra nella tipologia d impianti ad aereazione prolungata caratterizzati da elevati rapporti SST/BOD 5. Questo tipo d impianti come nel nostro caso risulta privo di sedimentazione primaria, il ché determina un aumento della produzione di fango di supero in sedimentazione secondaria, il valore scelto di 1,08 KgSST/KgBOD 5 risulta in linea con quanto suggerito dalla letteratura specialistica. L estrazione del fango di supero avviene di norma in modo discontinuo con successivi prelievi molto distanziati nel tempo, con evidenti vantaggi dal punto di vista gestionale; inoltre tale fango risulta stabilizzato il che determina minori costi di trattamento. Il BOD 5 rimosso giornalmente nel sedimentatore secondario è uguale a 248,4 kgbod 5 /d, da cui segue che la produzione di fango secco si attesta sui 268,272 kgsst/d, che considerando una percentuale in peso di secco dello 0,8% risulta una produzione di supero di Qs=33,534 mc/d DIGESTIONE AEROBICA Un fango si può considerare tecnicamente digerito per via aerobica quando il processo depurativo nel suo complesso (linea acque+linea fanghi) determina una riduzione dei solidi sospesi (SSV) di circa il 40%. Dove, si ricorda, i SSV possono considerarsi il 75% dei solidi sospesi totali (SS), e corrispondono praticamente alla parte viva del fango. Per avere un fango tecnicamente digerito per via aerobica il prodotto dell età del fango totale Θ tot (somma dell età del fango in aerazione Θ a e dell età del fango nel digestore Θ f ) per la sua temperatura deve essere pari a circa 450. Per una temperatura minima di progetto pari a 12, Θ tot =37,5 d. Per Fc=0,1 KgBOD5/Kg SSxd, Θ a =10,93 d. L età del fango in digestione risulta pertanto: Θ f = Θ tot - Θ a =26,57 d Per un età del fango complessiva di 37,5 d corrisponde un indice di produzione del fango 21

22 I f =0,57 Kg Ss/kg BOD5 rimosso Il BOD5 rimosso giornalmente nell impianto è uguale a: η BOD xq BOD =248,4 kgbod5/d da cui segue che la quantità giornaliera minima di solidi del fango stabilizzato M f min uscente dal digestore si valuta come: M f min = I f x η BOD xq BOD =141,58 kgsst/d M f max = 1,7x M f min =240,68 kgsst/d La massa totale di fango costante M f all interno del digestore risulta: M f = Θ f x M f max =6394,86 KSS Nell ipotesi di contemporaneo ispessimento del fango (con surnatante ricircolato in testa all impianto presso equalizzatore) in digestione ottengo una percentuale in peso di secco pari al 2% ovvero una concentrazione C f =20 KgSS/mc Pertanto il volume del digestore sarà: V dig =319,74 mc La portata di fango in uscita dal digestore sarà Qf= M f max / C f =12,034 mc/d Vasca Altezza media [m] Larghezza [m] Lunghezza [m] Superficie [m 2 ] Volume [m 3 ] Digestore Tabella 9: Dimensioni digestore aerobico DIMENSIONAMENTO IMPIANTO DI AERAZIONE Trattandosi di un impianto a basso carico con Fc=0,1 kg BOD 5 /kg SS xd il dimensionamento degli areatori in deigestione può essere circoscritto alla scelta di macchine che siano in grado di garantire una sufficiente capacità di miscelazione, evitando il computo preciso del fabbisogno di O 2 che, di regola per questi impianti, viene soddisfatto ampiamente dalle macchine di aerazione durante la miscelazione. Vista l abbondante concentrazione di solidi nel fango all interno del digestore, è opportuno orientarsi verso diffusori a bolle grosse che siano in grado di erogare le seguenti portate specifiche di aria (per metro cubo di vasca): -portata specifica media di aria p media = 1,9 mc/h x mc -portata specifica di punta di aria p punta = 2,2 mc/h x mc Avendo previsto un digestore con contemporaneo ispessimento del fango, sarà necessario arrestare periodicamente gli aeratori ed è pertanto necessario prevedere per il dimensionamento maggiori portate specifiche d aria, ovvero 22

23 -portata specifica media di aria p media = 2 mc/h x mc -portata specifica di punta di aria p punta = 2,3 mc/h x mc Questi maggiori valori sono necessari per rimettere in sospensione il fango dopo un periodo di sosta; non appena i fanghi siano stati rimessi in sospensione e in movimento, le potenze specifiche e le portate d aria potranno poi essere ridotte ai valori normali di miscelazione. Il volume del digestore è stato valutato pari a V dig =320 mc pertanto, P media = p media x V dig =640 mc aria/h P punta = p puntaa x V dig =736 mc aria/h Si prevede un sistema di areazione tramite profilo in acciaio perforato, alimentato ad aria compressa. L aria è condotta ai diffusori mediante una rete di tubazioni alimentata da collettori di distribuzione. Si prevedono nr. 32 diffusori con nr. 4 calate D110 mm, una portata d aria complessiva di Qaria=640 mc/h e specifica di Q_aria_diffusore= 20 mc/h/diff Dimensionamento della centralina di aerazione Si effettua il dimensionamento della centralina di aerazione in modo da assicurare la continuità del ciclo di trattamento prevedendo l installazione di n. 3 soffiatori di cui uno di riserva, in modo tale da garantire all impianto, anche in caso di avaria di un soffiatore, la richiesta media di ossigeno calcolata. Per compensare le perdite di carico relative all intero circuito di distribuzione aria si è considerato una pressione differenziale di lavoro pari a 600 mbar. Due soffianti (1+1 di riserva) saranno dedicate all ossidazione mentre una alla digestione. Un sistema di valvole e di by-pass permetterà di alimentare, in caso di avaria, la digestione con la soffiante di riserva dell ossidazione. Dati di progetto soffiatori per ossidazione: N soffiatori 2 (1+1) Portata unitaria 1071 mc/h Dati di progetto soffiatori per digestione: N soffiatori 1 Portata unitaria 723 mc/h ISPESSIMENTO In ingresso a questa unità si avranno i fanghi di supero dalla digestione aerobica. L unità d ispessimento ha la duplice funzione di rappresentare un volume di accumulo del fango e contemporaneamente una significativa riduzione volumetrica dello stesso. Questa si realizza per ispessimento a gravità del fango sul fondo con perdita di acqua estratta superficialmente come surnatante e inviata in testa all impianto presso l equalizzazione. 23

24 Il dimensionamento dell ispessitore avviene scegliendo un tempo di residenza idraulico normalmente compreso fra 1,5 e 2 giorno [Masotti] e calcolando conseguentemente il volume dell unità. Nel caso di progetto in esame si è scelto un HRT di t=2 giorni. Il volume dell ispessitore sarà V isp =t x Q fisp Dove Q fisp è la portata di fango nell ispessitore Q fisp = M f max / C f isp M f max è la produzione dei fanghi nel digestore ed entrante nell ispessitore. C f isp è la concentrazione del fango nell ispessitore Per una concentrazione di fango del 3% si ha C f isp =30 KgSS/mc M f max =240,68 kgsst/d Q fisp =8,02 mc/d V isp =16,04 mc Vasca Altezza [m] Diametro [m] Superficie [m 2 ] Volume [m 3 ] Ispessitore 2,5 3 7,068 17,67 Tabella 6: Dimensioni ispessitore L ispessitore sarà dotato di carrello girevole per la miscelazione lenta dei fanghi e profilo Thomson di stramazzo periferico delle acque surnatanti, da inviare al sollevamento. L estrazione del fango ispessito da inviare alla disidratazione sarà effettuata tramite n riserva pompe mono-vite. La produzione di secco in uscita dall ispessitore risulterà immutata e pari a 240,68 KgSST/d. La percentuale in peso di secco risulta tuttavia significativamente maggiore e pari al 3%, corrispondente a una produzione di fango di 8020 kg/d ed una portata di 8,02 m 3 /d DISIDRATAZIONE MECCANICA Dall ispessitore i fanghi giungono all ultima unità di trattamento: la disidratazione meccanica realizzata mediante un estrattore centrifugo. Lo schema di dimensionamento della centrifuga viene impostato eseguendo un bilancio materiale sui solidi sospesi, supponendo valide alcune condizioni semplificative, che comunque portano a dimensionamenti cautelativi. In particolare si è supposto di ottenere cautelativamente un tenore di secco finale nel fango disidratato pari al 25 % in peso, massimizzando così il volume dei fanghi da smaltire. Si ipotizza un recupero dei solidi del 90%. In base a tali parametri, si ottiene una produzione di secco di 216,6 kgsst/d ed una corrispondente portata di fango di 0.96 m 3 /d. Dato che tutto il calcolo del quantitativo di fango prodotto è stato eseguito per il periodo di punta, si ritiene di non dover sovradimensionare eccessivamente la portata idraulica della centrifuga e si adotta perciò una macchina da 10mc/h, per cui avremo un numero 24