R.2.2 Relazione tecnica di processo

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1 Via XXV Aprile, 18 - Rovato COMUNE DI PALAZZOLO SULL OGLIO PROVINCIA DI BRESCIA UPGRADING DEL DEPURATORE COMUNALE DI PALAZZOLO SULL OGLIO PROGETTO DEFINITIVO R.2.2 Relazione tecnica di processo Rovato, novembre 2014 Il progettista Dott. Ing. Valerio Zambarda Il responsabile progettazione Dott. Ing. Mauro Olivieri

2 SOMMARIO PREMESSA DESCRIZIONE DELL IMPIANTO ATTUALE IL LIQUAME INFLUENTE PORTATA CARICO ORGANICO E SOLIDI AZOTO E FOSFORO CONSIDERAZIONI RIEPILOGATIVE SCARICO ATTUALE CRITICITÀ ATTUALI IL LIQUAME DI PROGETTO SVILUPPO DELLA POPOLAZIONE SERVITA NEL COMUNE DI PALAZZOLO S/O SVILUPPO DELLA POPOLAZIONE SERVITA NEL COMUNE DI CASTELLI CALEPIO SOMMA DELLA POPOLAZIONE TOTALE SERVITA DALL IMPIANTO DI DEPURAZIONE DI PALAZZOLO S/O DATI A BASE DI PROGETTO LIMITI DI EMISSIONE VINCOLI E CRITERI DI PROGETTAZIONE SCHEMA FUNZIONALE DEL PROGETTO DI AMPLIAMENTO DIMENSIONAMENTO DEI TRATTAMENTI LINEA ACQUE Pretrattamenti Trattamento biologico a fanghi attivi Fabbisogno di ossigeno Defosfatazione chimica Sedimentazione secondaria Disinfezione finale LINEA FANGHI Stabilizzazione aerobica BIBLIOGRAFIA Pag. 2 di 48

3 PREMESSA Il presente documento illustra gli aspetti tecnici di processo del progetto di ampliamento del depuratore di Palazzolo sull Oglio. L intervento si rende necessario per adeguare l impianto ai carichi attuali, a quelli previsti nel breve termine e al collettamento futuro delle frazioni di Tagliuno e Cividino ubicate nel Comune di Castelli Calepio in provincia di Bergamo. I principali obiettivi del progetto sono rispettare la normativa in vigore in termini di limiti di emissione, offrire un adeguato servizio alla collettività e migliorare la tutela del corpo idrico ricettore. La relazione è così articolata: il capitolo 1 descrive l impianto attuale il capitolo 2 illustra i dati relativi al refluo oggi influente il capitolo 3 illustra i dati relativi allo scarico attuale il capitolo 4 riporta le attuali criticità il capitolo 5 definisce il liquame di progetto il capitolo 6 definisce i limiti di emissione il capitolo 7 illustra i vincoli e i criteri generali seguiti per la progettazione il capitolo 8 illustra lo schema funzionale dell impianto il capitolo 9 illustra il dimensionamento dei trattamenti Pag. 3 di 48

4 1 DESCRIZIONE DELL IMPIANTO ATTUALE La tabella 1.1 riepiloga le informazioni tecniche generali del depuratore di Palazzolo sull Oglio. Ubicazione Corpo idrico ricettore (finale) Comune di Palazzolo sull Oglio Fiume Oglio Limiti di emissione D.Lgs 152/2006 e R.R. 3/2006 Potenzialità di progetto a.e. Tabella 1.1 Riepilogo delle informazioni tecniche generali del depuratore di Palazzolo sull Oglio allo stato attuale. L impianto è così configurato: LINEA ACQUE manufatto di arrivo / scolmatore di piena grigliatura grossolana sollevamento grigliatura fine di tipo rotostaccio dissabbiatura - disoleatura ossidazione (2 linee) sedimentazione secondaria (2 linee) disinfezione finale (2 linee) LINEA FANGHI stabilizzazione aerobica (2 linee) disidratazione La figura 1.1 illustra lo schema funzionale dell impianto di depurazione di Palazzolo sull Oglio. Pag. 4 di 48

5 Ingresso grigliatura grossolana sollevamento grigliatura f ine dissabbiatura disoleatura disidratazione ossidazione ossidazione stabilizzazione aerobica Sed II Sed II disinfezione finale disinfezione finale Fiume Oglio Figura 1.1 Schema funzionale dell attuale depuratore di Palazzolo s/o. Pag. 5 di 48

6 La tabella 1.2. illustra alcuni dati dimensionali dei diversi comparti del depuratore. Comparto Dimensioni Grigliatura grossolana N 1 unità, spaziatura 15 mm Grigliatura fine rotostaccio N 1 unità, spaziatura 3 mm Dissabbiatura 9 m x 2,8 m, h=3,7 m (A= 25,2 m 2 ; V=101 m 3 ) Reattori di ossidazione* R*= 14,8 m; r*= 10 m, angolo utile 213 (V= 907 m 3 ) R= 14,8 m; r= 10 m, angolo utile 213 (V= 907 m 3 ) volume complessivo= 1814 m 3 Sedimentatori II diametro utile= 18,2 m, h periferica= 2, 73 m Area= 260 m 2, Volume= 710m 3, circonferenza= 57m diametro utile= 18,2 m, h periferica= 2, 73 m Area= 260 m 2, Volume= 710m 3, circonferenza= 57m area complessiva= 520 m 2 volume complessivo= 1.420m 3 circonferenza complessiva= 114 m Disinfezione R*= 14,8 m ; r*= 10 m; angolo utile 23, (A= 24 m 2 ; V= 72 m 3 ) R*= 14,8 m ; r*= 10 m; angolo utile 23, (A= 24 m 2 ; V= 72 m 3 ) area complessiva= 48 m 2 volume complessivo= 144 m 3 Stabilizzazione aerobica R*= 14,8 m ; r*=10 m; h=4 m; angolo utile 124 ; Area= 123 m 2 ; Volume= 490 m 3 R*= 14,8 m ;r*= 10 m; h= 4 m; angolo utile 124 ; Area= 123 m 2 ; Volume= 490 m 3 area complessiva= 246 m 2 volume complessivo= 980 m 3 *R= raggio esterno; r= raggio interno Tabella 1.2. Dati dimensionali dei più significativi comparti del depuratore di Affi. Pag. 6 di 48

7 2 IL LIQUAME INFLUENTE R Relazione tecnica di processo Di seguito si illustrano le principali caratteristiche del liquame influente elaborate da AOB2 sulla base dei dati gestionali relativi all impianto di Palazzolo sull Oglio relativi agli anni Il capitolo è tratto dal progetto preliminare di ampliamento elaborato da AOB PORTATA Nello stato di fatto non è possibile disporre di esatti carichi idraulici influenti nell impianto di depurazione poiché i misuratori di portata non funzionano correttamente. Pertanto il gestore si è basato sulle ore di funzionamento delle pompe di sollevamento producendo i dati di tabella 2.1. Data Q Q Data [m 3 /d] [m 3 /d] gen mar feb apr mar mag apr giu mag lug giu ago lug set ago ott set nov ott dic nov gen dic feb gen mar feb apr mar mag apr giu mag lug giu ago lug set ago ott set nov feb dic Media tot m 3 /h Max m 3 /h Min m 3 /h Tabella 2.1 Portata attualmente trattata dall impianto di depurazione La figura 2.1 illustra l andamento della portata trattata nell impianto negli anni Pag. 7 di 48

8 8.000 Portata (m 3 /d) Figura 2.1 Andamento della portata sollevata nell impianto ( ) gen-10 mar-10 mag-10 lug-10 set-10 nov-10 gen-11 mar-11 mag-11 lug-11 set-11 nov-11 gen-12 mar-12 mag-12 lug-12 set-12 nov-12 gen-13 mar-13 mag-13 lug-13 set-13 nov-13 Tempo (data) Attualmente, le portate medie in ingresso all impianto variano tra e m 3 /d; è probabile che al termine della situazione economica attuale il numero di AE possa incrementarsi per via dell aumento degli AE di origine industriale. 2.2 CARICO ORGANICO E SOLIDI La determinazione dei flussi di massa influenti avviene sulla base del risultato delle analisi e dei corrispettivi valori di portata degli stessi giorni dei prelievi realizzati da A0B2 per gli anni ; mentre per gli anni 2010 e 2011, i dati riferirti ai carichi di massa sono stati ricavati dalle precedenti gestioni Le Tabelle 2.2 e 2.3 individuano i valori del COD nel refluo influente negli anni Data Q COD [m 3 /d] [mg/l] [kg/d] 25/01/ /09/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /04/ /05/ /06/ /07/ /08/ /01/ /01/ Tabella 2.2 Dati raccolti per il COD da AOB2 per i carichi influenti Pag. 8 di 48

9 Data Q COD [m 3 /d] [mg/l] [kg/d] gen feb mar apr mag giu lug ago set ott nov dic gen feb mar apr mag giu lug ago set Tabella 2.3 Dati ricavati per il COD dalle precedenti gestioni per i carichi influenti I dati rappresentati nella Tabella 2.4 fanno riferimento agli anni e quota parte del 2014; i campioni in ingresso sono istantanei con frequenza, tendenzialmente, di campionamento mensile. Non è stato possibile effettuare il calcolo dei carichi di massa per tutti questi anni poiché non si hanno a disposizione i valori di portata per i giorni in cui sono stati effettuati i campionamenti. COD [mg/l] 25/01/ /03/ /03/ /09/ /09/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /02/ /02/ /04/ /04/ /05/ /05/ /06/ /06/ /07/ /08/ /08/ /02/ /03/ /04/ /01/ /01/ /07/ /08/ /09/ /10/ /11/ /12/ /02/ /02/ /03/ /05/ /06/ /07/ /08/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /01/ /02/ /02/ /02/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ Tabella 2.4 Dati sulle concentrazioni del COD negli anni La figura 2.2 illustra l andamento temporale del COD nel refluo influente. Pag. 9 di 48

10 800 COD (mg/l) cod Figura 2.2 Andamento temporale della concentrazione di COD espressa in [mg/l] nel refluo influente nell arco temporale e nei primi 3 mesi del gen mar mag lug set nov gen mar mag lug set nov-12 Tempo (data) 26-gen mar mag lug set nov gen mar-14 La determinazione dei flussi di massa influenti avviene sulla base del risultato delle analisi e dei corrispettivi valori di portata degli stessi giorni dei prelievi realizzati da A0B2 per gli anni ; mentre per gli anni 2010 e 2011, i dati riferirti ai carichi di massa sono stati ricavati dalle precedenti gestioni Le Tabelle 2.5 e 2.6 individuano i valori del BOD nel refluo influente negli anni Data Q BOD [m 3 /d] [mg/l] [kg/d] 25/01/ /09/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /04/ /05/ /06/ /07/ /08/ /01/ /01/ Tabella 2.5 Dati raccolti per il BOD da AOB2 per i carichi influenti Pag. 10 di 48

11 Data Q BOD [m 3 /d] [mg/l] [kg/d] gen feb mar apr mag giu lug ago set ott nov dic gen feb mar apr mag giu lug ago set Tabella 2.6 Dati ricavati per il BOD dalle precedenti gestioni per i carichi influenti I dati rappresentati nella Tabella 2.7 fanno riferimento agli anni e quota parte del 2014; i campioni in ingresso sono istantanei con frequenza, tendenzialmente, di campionamento mensile. Non è stato possibile effettuare il calcolo dei carichi di massa per tutti questi anni poiché non si hanno a disposizione i valori di portata per i giorni in cui sono stati effettuati i campionamenti. BOD [mg/l] 25/01/ /03/ /03/ /09/ /09/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /02/ /02/ /04/ /04/ /05/ /05/ /06/ /06/ /07/ /08/ /08/ /02/ /03/ /04/ /01/ /01/ /07/ /08/ /09/ /10/ /11/ /12/ /02/ /02/ /03/ /05/ /06/ /07/ /08/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /01/ /02/ /02/ /02/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ Tabella 2.7 Dati sulle concentrazioni del BOD negli anni La figura 2.3 illustra l andamento temporale del BOD nel refluo influente. Pag. 11 di 48

12 400 BOD BOD (mg/l) Figura 2.3 Andamento temporale della concentrazione di BOD espressa in [mg/l] nel refluo influente nell arco temporale e nei primi 3 mesi del gen mar mag lug set nov gen mar mag lug set nov-12 Tempo (data) 26-gen mar mag lug set nov gen mar-14 La determinazione dei flussi di massa influenti avviene sulla base del risultato delle analisi e dei corrispettivi valori di portata degli stessi giorni dei prelievi. Data Q SST [m 3 /d] [mg/l] [kg/d] 25/01/ /09/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /04/ /05/ /06/ /07/ /08/ /01/ /01/ Tabella 2.8 Dati raccolti per i SST da AOB2 per i carichi influenti I dati rappresentati nella Tabella 2.9 fanno riferimento agli anni e quota parte del 2014; i campioni in ingresso sono istantanei con frequenza, tendenzialmente, di Pag. 12 di 48

13 campionamento mensile. Non è stato possibile effettuare il calcolo dei carichi di massa per tutti questi anni poiché non si hanno a disposizione i valori di portata per i giorni in cui sono stati effettuati i campionamenti. Solidi Sospesi Totali [mg/l] 25/01/ /03/ /03/ /09/ /09/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /02/ /02/ /04/ /04/ /05/ /05/ /06/ /06/ /07/ /08/ /08/ /02/ /03/ /04/ /01/ /01/ /07/ /08/ /09/ /10/ /11/ /12/ /02/ /02/ /03/ /05/ /06/ /07/ /08/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /01/ /02/ /02/ /02/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ Tabella 2.9 Dati sulle concentrazioni del SST negli anni La figura 2.4 illustra l andamento temporale del SST nel refluo influente SST (mg/l) SST Figura 2.4 Andamento temporale della concentrazione di SST espressa in [mg/l] nel refluo influente nell arco temporale e nei primi 3 mesi del gen mar mag lug set nov gen mar mag lug set nov-12 Tempo (data) 26-gen mar mag lug set nov gen mar-14 Pag. 13 di 48

14 2.3 AZOTO E FOSFORO La determinazione dei flussi di massa influenti avviene sulla base del risultato delle analisi e dei corrispettivi valori di portata degli stessi giorni dei prelievi. Data Q Azoto ammoniacale Azoto totale [m 3 /d] [mg/l] [kg/d] [mg/l] [kg/d] 25/01/ /09/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /04/ /05/ /06/ /07/ /08/ /01/ /01/ Tabella 2.10 Dati raccolti per l Azoto da AOB2 per i carichi influenti I dati rappresentati nella Tabella 2.11 fanno riferimento agli anni e quota parte del 2014; i campioni in ingresso sono istantanei con frequenza, tendenzialmente, di campionamento mensile. Non è stato possibile effettuare il calcolo dei carichi di massa per tutti questi anni poiché non si hanno a disposizione i valori di portata per i giorni in cui sono stati effettuati i campionamenti. Pag. 14 di 48

15 Azoto totale [mg/l] 25/01/ /03/ /03/ /09/ /09/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /02/ /02/ /04/ /04/ /05/ /05/ /06/ /06/ /07/ /08/ /08/ /02/ /03/ /04/ /01/ /01/ /07/ /08/ /09/ /10/ /11/ /12/ /02/ /02/ /03/ /05/ /06/ /07/ /08/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /01/ /02/ /02/ /02/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ Tabella 2.11 Dati sulle concentrazioni dell Azoto totale negli anni La figura 2.5 illustra l andamento temporale di Azoto totale nel refluo influente 70 N N N (mg/l) Figura 2.5 Andamento temporale della concentrazione di Azoto totale espressa in [mg/l] nel refluo influente nell arco temporale e nei primi 3 mesi del gen mar mag lug set nov gen mar mag lug set nov-12 Tempo (data) 26-gen mar mag lug set nov gen mar-14 Pag. 15 di 48

16 La determinazione dei flussi di massa influenti avviene sulla base del risultato delle analisi e dei corrispettivi valori di portata degli stessi giorni dei prelievi. Data Q Fosforo [m 3 /d] [mg/l] [kg/d] 25/01/ /09/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /04/ /05/ /06/ /07/ /08/ /01/ /01/ Tabella 2.12 Dati raccolti per il Fosforo da AOB2 per i carichi influenti I dati rappresentati nella Tabella 2.13 fanno riferimento agli anni e quota parte del 2014; i campioni in ingresso sono istantanei con frequenza, tendenzialmente, di campionamento mensile. Non è stato possibile effettuare il calcolo dei carichi di massa per tutti questi anni poiché non si hanno a disposizione i valori di portata per i giorni in cui sono stati effettuati i campionamenti. 25/01/ /03/ /03/ /09/ /09/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /12/ /02/ /02/ /04/ /04/ Fosforo totale [mg/l] 04/05/ /05/ /06/ /06/ /07/ /08/ /08/ /02/ /03/ /04/ /01/ /01/ /07/ /08/ /09/ /10/ /11/ /12/ Pag. 16 di 48

17 01/02/ /02/ /03/ /05/ /06/ /07/ /08/ /10/ /10/ /11/ /11/ /12/ /01/ /02/ /02/ /02/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ Tabella 2.13 Dati sulle concentrazioni del Fosforo totale negli anni La figura 2.6 illustra l andamento temporale di Fosforo totale nel refluo influente 14 p P (mg/l) Figura 2.6 Andamento temporale della concentrazione di Fosforo totale espressa in [mg/l] nel refluo influente nell arco temporale e nei primi 3 mesi del gen mar mag lug set nov gen mar mag lug set nov gen-13 Tempo (data) 28-mar mag lug set nov gen mar-14 Pag. 17 di 48

18 2.4 CONSIDERAZIONI RIEPILOGATIVE Le caratteristiche chimico-fisiche dell influente sono tipiche dei reflui urbani; si osservano fluttuazioni delle concentrazioni in ingresso che rientrano in quanto si può osservare in reti urbane miste. Sulla base delle elaborazioni riportate è possibile affermare che: le caratteristiche chimico fisiche dell influente sono tipiche di reti miste urbane; i dati sono poco numerosi ed è pertanto difficile individuare con un elevato grado di approssimazione le concentrazioni di tempo secco; il rapporto COD/TSS risulta fluttuante; i valori di minimo dimostrano la presenza in rete di acque parassite mentre quelli di massimo sono da imputare a possibili sedimentazioni in rete. 3 SCARICO ATTUALE I dati nelle Tabelle indicati sono relativi alla qualità dello scarico dell impianto. Come si può notare il superamento dei principali limiti allo scarico imposto dalle vigenti norme è frequente, in particolare per l azoto; questa conseguenza è senz altro attribuibile all assenza del comparto di denitrificazione. BOD COD SST Ptot Ntot < 10 < 10 < 5 0,3 2, < 5 < 10 < 5 <0,5 4,5 < 5 < , ,9 16,1 8 26,9 15 0,91 9,4 < 5 26,5 16 0,79 14 < 5 < ,44 20,1 *in rosso sono evidenziati i superamenti dei limiti allo scarico Tabella 2.14 Qualità dello scarico nel 2010 (mg/l) BOD COD SST Ptot Ntot < < 5 1,1 26 < ,2 11, < 5 1,46 20, ,5 20,9 < ,5 18,8 < 10 < 20 < , ,28 30, ,9 22,2 < 5 < ,94 17,9 5 31,5 5 4,36 22,2 < ,9 23,9 < ,8 16,7 < ,2 17,1 *in rosso sono evidenziati i superamenti dei limiti allo scarico Tabella 2.15 Qualità dello scarico nel 2011 (mg/l) < 5 < ,79 6,92 < 5 33,8 9 < 0,5 5, ,96 15,9 5 < < ,93 15,7 7 39,7 27 2,57 27, ,7 13, ,3 2,17 22,7 6 33,1 24 1,15 12,4 < 5 < ,6 6 < ,06 10,5 < 5 < ,7 < 5 < ,9 < 5 < ,7 < < ,9 < < ,5 < 5 44 < , ,1 < 5 < ,6 < 5 < ,1 < 5 < ,2 16,6 < 5 < 25 < 5 0,8 12,6 < 5 28 < 10 1,27 24,5 < ,5 10,4 < ,8 11, ,2 27,9 Pag. 18 di 48

19 BOD COD SST Ptot Ntot ,34 36 < 10 33,7 21 1, < 10 < , , , , , , < 10 < ,6 43 < , , < , , < , ,4 6 1, < , , *in rosso sono evidenziati i superamenti dei limiti allo scarico Tabella 2.16 Qualità dello scarico nel 2012 (mg/l) < 10 < 20 < 5 1,3 14,7 < ,8 18,4 < ,6 12, ,4 13,3 < 10 < ,9 24 < ,9 28,7 < ,5 < 10 < ,3 34, ,9 13, ,8 14, ,1 10, ,1 24,3 < 10 < ,3 11,7 < ,5 10,7 < ,3 9, ,1 14,9 < 10 < 20 < 5 1,3 14,7 < ,6 12, ,9 13, ,8 14, ,1 10,7 BOD COD TSS Ptot Ntot , ,9 < 5 < 25 6,6 3, ,6 2,93 33, ,87 27,2 < 5 < 25 15,6 3,13 50, ,06 42,7 < 5 < 25 < 5 2,57 30,1 6 < 25 7,2 4,21 35,6 < 5 < 25 5,6 1,93 17,3 < 5 < 25 < 5 3,46 30,6 < ,8 14,2 < 5 < 25 < 5 1,6 8, < 5 0,87 20,8 *in rosso sono evidenziati i superamenti dei limiti allo scarico Tabella 2.17 Qualità dello scarico nel 2013 (mg/l) < 5 < ,4 13,8 < 5 < ,5 8 < 5 < ,6 13,1 < ,9 8, ,8 11,6 < 5 < ,9 14, < 5 1,31 20,7 < 5 < 25 < 5 1,89 20 < 5 18 < 5 1,9 30, ,75 31, , ,3 19, < 5 2,14 35, < 5 1, ,89 23, ,49 37, ,37 33,3 Pag. 19 di 48

20 BOD5 COD SST Ptot Ntot ,51 31, < 0,5 22, ,72 36, < 5 0,52 29, ,9 1,24 30, < 0,5 30,7 *in rosso sono evidenziati i superamenti dei limiti allo scarico Tabella 2.18 Qualità dello scarico nel 2014 (mg/l) La denitrificazione è quasi del tutto assente e l azoto totale effluente risente della presenza dei nitrati pertanto spesso si registrano valori in concentrazione maggiori ai 15 mg/l. In termini di solidi sospesi si può notare che in talune circostanze si rilevano degli incrementi dei solidi in uscita. Queste osservazioni confermano che l impianto attuale è sottodimensionato sia nel comparto biologico che nella sedimentazione finale. 4 CRITICITÀ ATTUALI L impianto esistente presenta i seguenti principali problemi: l impianto è sovraccaricato e non è in grado di rispettare in maniera continuativa i limiti di emissione di azoto e fosforo imposti dalla normativa. Per questo lo scarico del depuratore apporta un carico di nutrienti (N e P) che può avere ripercussioni negative sullo stato chimico ed ecologico del Fiume Oglio; a breve è previsto un incremento del carico fognario dovuto al collettamento delle frazioni di Tagliuno e Cividino ubicate nel Comune di Castelli Calepio (in provincia di Bergamo, al confine con il comune di Palazzolo) che determinerà un peggioramento delle attuali prestazioni dell impianto; il depuratore non dispone di una completa linea di trattamento del fango; le opere in calcestruzzo armato, il piping con il relativo valvolame e le carpenterie metalliche (parapetti, scale e grigliati) presentano critictà localizzate in punti specifici. 5 IL LIQUAME DI PROGETTO Il presente capitolo è tratto dal progetto preliminare redatto da AOB2. Il liquame di progetto deriva dalla somma del carico futuro atteso dal Comune di Palazzolo sull Oglio e dai nuovi allacciamenti delle frazioni di Cividino e Tagliuno del Comune di Castelli Calepio. 5.1 SVILUPPO DELLA POPOLAZIONE SERVITA NEL COMUNE DI PALAZZOLO S/O Lo scenario futuro dovrà tenere conto delle evoluzioni demografiche e sociali del Comune interessato dal servizio di depurazione. Le fonti utilizzate per una previsione futura hanno tenuto conto del PRRA (ex PTUA), del PGT comunale e delle analisi statistiche di evoluzione demografica della popolazione. La vita attesa delle opere dovrà spingersi ben oltre la previsione al 2016 del Piano Regionale, prendendo come riferimento l anno Innanzitutto, un attenta analisi dell andamento demografico deve tenere conto dell evoluzione prevista dagli strumenti urbanistici. In riferimento al bacino sotteso dal depuratore, si prevede uno scenario di crescita piuttosto modesto: il recente periodo di ristagno economico ha influito negativamente sullo sviluppo di molti centri urbani, soprattutto in termini di AE riferiti alle industrie. Pag. 20 di 48

21 L analisi dell evoluzione degli abitanti a partire dal 1981 al 1991, fino al 2001, evidenzia un andamento diverso nei decenni: tra il 1981 e il 1991 si registra un calo pari al -3%, nel successivo intervallo si rileva una crescita del 6,6%; infine dal 2001 al 2009 l aumento è ancor più sostenuto pari al 12,8% con un rafforzamento della tendenza positiva (cfr. fig. 5.1). Figura 5.1 Andamento della popolazione residente dal 1981 al 2011 Per quanto concerne le linee evolutive generali del sistema economico del Comune di Palazzolo s/o, la crescita è distribuita nel tempo. Le unità locali aumentano del 17% negli anni Ottanta e nel successivo intervallo la progressione risulta pari ad un +16,3%, che corrisponde a 245 nuove unità locali nel Comune. La situazione più recente (dal 2002 al 2008) mostra un evoluzione tesa a produrre un rafforzamento del tessuto economico locale. Infatti, dal 2002 al 2008, le unità locali accrescono costantemente con un valore pari al 10,1%; solo nell ultimo periodo questo trend positivo è attenuato dalla recente recessione economica. Una seconda previsione demografica, invece, si è basata sull utilizzo di una determinata legge di crescita, qui di seguito esposta. A partire da una serie storica di popolazione (Censimenti Istat) è stato possibile desumere il numero di abitanti previsto nei prossimi anni. In particolare, la curva di crescita utilizzata è del tipo logistica in cui la popolazione viene considerata crescente fino all istante T f nel quale graficamente si ottiene un punto di flesso; dopo l istante T f si ha una diminuzione della velocità di crescita fino al valore della popolazione che tende ad assestarsi nell intorno del valore di saturazione S (cfr. fig. 5.2). Pag. 21 di 48

22 Figura 5.2 Rappresentazione teorica della legge di crescita logistica Le motivazioni che hanno reso maggiormente idoneo l utilizzo di questa stima logistica sono da attribuirsi a differenti fattori, primo fra tutti una diffusa e sostanziale crisi economica che non consentirà di ritenere plausibile un aumento di popolazione del tipo lineare. Nella tabella 5.1 sono riportati i valori di popolazione residente desunti da fonte Istat e la popolazione stimata con tale previsione. Anno Popolazione residente reale Popolazione residente stimata Tabella 5.1 Popolazione del comune di Palazzolo sull Oglio stimata al 2030 Pag. 22 di 48

23 Dal punto di vista matematico, noti i valori di popolazione residente a partire dal 1989 fino al 2012 (fonte dati Istat e sito del Comune di Palazzolo sull Oglio) è stato possibile, attraverso un metodo di tipo empirico, individuare il punto di flesso (t f, P f ). t f P f Tabella 5.2 Punto di flesso della legge di crescita logistica A tal proposito, è possibile ricavare la popolazione definita di saturazione: S= 2 P f = Definita P 0 come la popolazione riferita all anno 1989, è stato possibile ricavare il valore delle due costanti utili al fine dell applicazione della stima logistica. b = ln a t f = 0, Si è così potuti giungere al seguente risultato. S P0 a = = 1, P 0 Anno Popolazione residente stimata Tabella 5.3 Stima logistica della popolazione al 2030 Logicamente tali valori si riferiscono unicamente alla popolazione residente, ai quali vanno aggiunti gli AE industriali, la popolazione stabile non residente e quella fluttuante con o senza pernottamento. Il PRRA (ex PTUA), redatto nell anno 1985, previde una popolazione al 2016 pari a AE. di sola origine civile e di AE di origine industriale per un totale di AE. Previsioni PRRA AE civili stimati al 2016 AE industriali dedotti al 2016 Palazzolo sull Oglio Totale stimati Tabella 5.4 Previsioni del PRRA per il depuratore di Palazzolo sull Oglio Da sottolineare come all interno del PRRA venga considerata anche la componente zootecnica ( AE). Logicamente l orizzonte di previsione al 2016 era basato su evoluzioni demografiche non più valide; così, analizzando i dati di popolazione attuali, si può ragionevolmente ritenere poco probabile la stima che era stata prevista nel 1985 in merito agli abitanti equivalente di origine zootecnica stimati al Pag. 23 di 48

24 Per giungere al valore finale, piuttosto, si è ritenuto opportuno effettuare una verifica di massima articolata nelle seguenti fasi: stima del rapporto fra AE civili ed industriali previsione del numero di AE industriali nel futuro, a partire dalla popolazione residente stimata con analisi statistica; stima del numero di Abitanti Equivalenti come somma degli abitanti equivalenti civili ed industriali (come illustrato in tabella 5.5). Comune AE civili stimati al 2030 AE industriali dedotti al 2030 Palazzolo sull Oglio Totale stimati Tabella 5.5 Contributo derivante dal Comune di Palazzolo sull Oglio in termini di AE 5.2 SVILUPPO DELLA POPOLAZIONE SERVITA NEL COMUNE DI CASTELLI CALEPIO Apporto idraulico Come già affermato, è stata confermata l ipotesi di collettare presso l impianto di depurazione di Palazzolo anche gli abitanti delle frazioni di Tagliuno e Cividino ubicate nel Comune di Castelli Calepio (BG), situato al confine con la provincia di Brescia e il comune di Palazzolo. La successiva tabella mostra gli apporti idrici reali dell anno 2010, riferiti alle frazioni di Tagliuno e Cividino, messi a disposizione da parte del gestore UNIACQUE, ricavati da misure di portata. Portate trattate Cividino Portata media giornaliera AE desunti Portate trattate Tagliuno Portata media giornaliera AE desunti Mese [m 3 /mese] [m 3 /d] [AE] Mese [m 3 /mese] [m 3 /d] [AE] Gennaio Gennaio Febbraio Febbraio Marzo Marzo Aprile Aprile Maggio Maggio Giugno Giugno Luglio Luglio Agosto Agosto Settembre Settembre Ottobre Ottobre Novembre Novembre Dicembre Dicembre MEDIA MEDIA Tabella 5.6 Portate trattate agli impianti di depurazione esistenti di Tagliuno e Cividino Pag. 24 di 48

25 Nella tabella 5.7, invece, viene riepilogata la situazione (anno 2011), secondo i dati progettuali, e viene effettuata una stima futura degli Abitanti Equivalenti a progetto. Frazione Residenti Produttivi Situazione attuale al 2011 Situazione futura al 2025 A.E. da scarichi industriali Fluttuanti Residenti Produttivi A.E. da scarichi industriali Tagliuno Cividino Totale Fluttuanti Tabella 5.7 Abitanti Equivalenti per le frazioni di Tagliuno e Cividino riferiti ai carichi idraulici (fonte: Uniacque Studio di Fattibilità per collettamento frazioni di Tagliuno e Cividino al depuratore di Palazzolo sull Oglio ) Si può ragionevolmente ipotizzare un apporto futuro (al 2025), in termini esclusivamente idraulici, pari a AE. Apporto organico Per quanto concerne, invece, l apporto derivante dalle due frazioni del Comune di Castelli Calepio, riferito però al contenuto organico, il contributo dell ultimo periodo può essere così sintetizzato nella tabella 5.8. TAGLIUNO Data Anno 2013 Q media giornaliera BOD COD SS P N AE (BOD) AE (COD) AE (SS) AE (P) AE (N) AE (Q) [-] [m 3 /d] [mg/l] [mg/l] [mg/l] [mg/l] [mg/l] [ab] [ab] [ab] [ab] [ab] [ab] 16-gen ,6 40, feb , mar ,5 41, apr ,5 17, mag ,7 33, giu ,6 26, lug ,2 24, ago ,7 32, set ,3 41, ott ,7 20, nov ,1 12, dic ,3 12, MEDIA Tabella 5.8 Contributi frazione di Tagliuno, dal punto di vista dei carichi organici Abitanti Entrambe le frazioni di Castelli Calepio sono caratterizzate da un refluo molto diluito in cui il numero di abitanti equivalente riferito al carico organico è nettamente inferiore a quello idraulico; nelle successive fasi di progettazione si renderà quindi necessario indagare maggiormente su tale aspetto. Pag. 25 di 48

26 Data Anno 2013 CIVIDINO Q media giornaliera BOD COD SS P N AE (BOD) AE (COD) AE (SS) [-] [m 3 /d] [mg/l] [mg/l] [mg/l] [mg/l] [mg/l] [ab] [ab] [ab] [ab] [ab] [ab] 16-gen ,6 63, feb ,5 47, mar ,4 39, apr ,9 32, mag , giu ,5 31, lug ,3 30, ago ,2 48, set ,1 43, ott ,1 15, nov ,1 38, dic ,7 22, MEDIA Tabella 5.9 Contributi frazione di Cividino, dal punto di vista dei carichi organici AE (P) AE (N) AE (Q) In merito all apporto futuro, invece, riferito al carico organico (Art.74 comma 1 lett. A D.Lgs 152/06), si è ipotizzato lo stesso andamento di crescita tenuto in considerazione per i contributi delle frazioni di Tagliuno e Cividino. Attuale Futuro BOD COD SS P N BOD COD SS P N Tagliuno Cividino TOTALE Tabella 5.10 Apporto attuale e futuro espresso in AE Come si può notare dalla tabella precedente, a titolo precauzionale, si ritiene utile considerare una popolazione di progetto pari a AE, riferita al carico organico. 5.3 SOMMA DELLA POPOLAZIONE TOTALE SERVITA DALL IMPIANTO DI DEPURAZIONE DI PALAZZOLO S/O Nella tabella 5.11 viene sintetizzato l apporto, organico ed idraulico, derivante dal Comune di Palazzolo e di Castelli Calepio, in relazione alle condizioni future. Contributo Organico [AE] Pag. 26 di 48 Contributo Idraulico [AE] Palazzolo sull Oglio Castelli Tagliuno Calepio Cividino Contributo progettuale considerato Tabella 5.11 Contributo a progetto, idraulico ed organico dei Comuni di Palazzolo e Castelli Calepio

27 In definitiva, l impianto di depurazione di Palazzolo sull Oglio dev essere in grado di trattare una potenzialità pari a AE, sia dal punto di vista organico che idraulico. 5.4 DATI A BASE DI PROGETTO Nella tabella 5.12 vengono riportati i dati a base progetto dell impianto di depurazione di Palazzolo s/o. In particolare la portata di calcolo è calcolata nel seguente modo: Q c =1,5 Q m = 1,5 373 m 3 h -1 = 560 m 3 h -1 Invece la portata massima in tempo di pioggia è calcolata secondo la R.R. 3/2006 come: Q max, pioggia = 750 l AE -1 d -1 potenzialità impianto= 750 l AE -1 d AE= m 3 h -1 Parametro U.M. Condizione di progetto iniziale POTENZIALITÀ Popolazione equivalente [AE] PORTATE Dotazione idrica pro capite [l AE -1 d -1 ] 280 Coefficiente di afflusso in fognatura [-] 0,80 Portata media giornaliera Q 24 [m 3 d -1 ] Portata media oraria Q m [m 3 h -1 ] 373 Portata di calcolo Q c [m 3 h -1 ] 560 Portata max in tempo di pioggia [m 3 h -1 ] CARICHI INQUINANTI BOD 5 [kgbod d -1 ] Azoto N [kgn d -1 ] 480 Fosforo P [kgp d -1 ] 64 CONCENTRAZIONI INQUINANTI BOD 5 [mgbod/l] 268 Azoto N [mgn/l] 53,6 Fosforo P [mg/l] 7,1 Tabella 5.12 Liquame di progetto Pag. 27 di 48

28 6 LIMITI DI EMISSIONE R Relazione tecnica di processo L impianto scarica nella zona omogenea di Allegato 5 Parte terza del D.Lgs. 152/2006, per i parametri ivi compresi e Tab.6 Allegato B del R.R. 3/2006 per i parametri Azoto e Fosforo La Tabella 6.1 illustra i parametri più significativi Parametro Valore COD (mg/l) 125 BOD (mg/l) 25 SST (mg/l) 35 N tot (mg/l) 15 P tot (mg/l) 2 Tabella 6.1 Limiti di emissione adottati per il progetto. 7 VINCOLI E CRITERI DI PROGETTAZIONE Il progetto del depuratore viene sviluppato tenendo conto dei seguenti vincoli: liquame di progetto e limiti di emissione (cfr. cap. 5 e 6); area disponibile: la nuova infrastruttura viene progettata per essere molto compatta ed essere allocata all interno dell area esistente. Per questo viene adottata una concetrazione di solidi sospesi nel mixed liquor pari a 4,5 gss/l; semplicità di impianto; linea acque: disposizione su almeno due linee in parallelo, simmetriche ed intercambiabili, per consentire la massima flessibilità gestionale; linea fanghi: inserimento di una adeguata stabilizzazione; pretrattamenti: potenziati e completati anche dal comparto di disoleatura; controllo delle emissioni odorose: la nuova grigliatura fine prevede l utilizzo di dispositivi di insaccamento automatico. Anche i cassoni di accumulo del materiale potranno prevedere un telo di copertura. La linea fanghi garantirà una adeguata stabilizzazione del fango; riutilizzo dei manufatti e della attuale impiantistica. L ampliamento è progettato per sfruttare al massimo l infrastruttura esistente, in particolare verranno riutilizzate: o gli attuali locali tecnici o gli attuali bacini circolari che verranno trasformati in bacini di sedimentazione secondaria o l attuale sollevamento (escluse le pompe) o l attuale grigliatura grossolana. Il progetto è redatto tenendo conto delle più recenti normative di settore, tra cui si citano in particolare: Direttiva Europea 91/271/EEC Decreto Legislativo 152/2006. Su indicazione della committenza, non sono stati inseriti nel progetto l ispessimento, la disidratazione e alcune macchine di riserva. L impianto è comunque predisposto per un loro futuro inserimento e la presente relazione ne da gli elementi per il loro dimensionamento. Pag. 28 di 48

29 8 SCHEMA FUNZIONALE DEL PROGETTO DI AMPLIAMENTO La figura 8.1 illustra lo schema funzionale adottato per il progetto dell ampliamento. Ingresso grigliatura grossolana grigliatura grossolana sollevamento grigliatura f ine grigliatura f ine dissabbiatura disoleatura dissabbiatura disoleatura disidratazione denitrif icazione denitrif icazione ispessimento nitrif icazione nitrif icazione stabilizzazione aerobica Sed II Sed II disinfezione chimica disinfezione chimica Fiume Oglio Figura 8.1 Schema funzionale del progetto dell ampliamento del depuratore di Palazzolo sull Oglio Pag. 29 di 48

30 9 DIMENSIONAMENTO DEI TRATTAMENTI 9.1 LINEA ACQUE Pretrattamenti I pretrattamenti comprendono: grigliatura grossolana (luce di 15 mm) grigliatura fine dissabbiatura / disoleatura areata La grigliatura grossolana verrà effettuata riutilizzando la macchina attuale. La grigliatura fine, invece, sarà realizzata con filtrococlee che risultano particolarmente indicate per il controllo degli odori, dal momento che sono facilmente confinabili con coperture orizzontali e la mondiglia viene trasportata e compattata in tubi chiusi. Si è scelto un dissabbiatore longitudinale aerato in cui viene mantenuto un livello controllato di turbolenza mediante insufflazione d aria sul fondo; rispetto ai sistemi ad agitazione meccanica tale soluzione presenta due vantaggi: consente una separazione, pur grossolana, dei grassi e degli oli liberi per la flottazione, essendone l affioramento favorito dall adesione di bolle d aria e dalle condizioni di moto mantenute nella vasca; comporta una pre-aerazione del liquame, utile, quando in fognatura si siano prodotti fenomeni settici, per un controllo dei cattivi odori nelle successive fasi meccaniche. (Bonomo, 2008) Le diverse sezioni vengono dimensionate tenendo conto delle portate di progetto, dell esigenza di disporre di linee di scorta, delle taglie commerciali disponibili e di un opportuno margine di sicurezza. I dati dimensionali (di targa) dei pretrattamenti di grigliatura sono i seguenti: grigliatura grossolana (luce di 15 mm) macchina esistente grigliatura fine (luce di 3 mm): n 1 macchina in grado di trattare m 3 /h. Per il dimensionamento del comparto di dissabiatura/disoleatura areata sono utilizzati i seguenti dati di progetto: portata di calcolo, Q c = 1,5 (portata media trattata)= 560 m 3 /h; portata massima in tempo di pioggia, Q ma = 750 l AE -1 d -1 potenzialità impianto= m 3 /h; tempo di permanenza relativo alla portata di calcolo, t p = 15 min tempo di permanenza relativo alla portata massima, t p = 4 min Il minimo volume utile della vasca di disinfezione risulta dalla seguente formula: V = T p Q Nel nostro caso risulta un volume utile minimo di 140 m 3 Il comparto di dissabiatura / disoleatura areata è suddiviso in due vasche, che avranno le seguenti dimensioni utili effettive: superficie unitaria: 10 m x 2,5 m= 25 m 2 ; Pag. 30 di 48

31 profondità: 3,5 m; superficie complessiva: 50 m 2 volume complessivo 175 m 3 si riportano le relazioni che hanno permesso la verifica delle dimensioni del comparto. La prima è costituita dal calcolo del carico idraulico in tempo di pioggia: 3 1 Q 1250m h 1 1 C id = = = 25 m h < 50 m h 2 A 50m dove: C id = carico idraulico superficiale (m/h) Q= portata massima in tempo di pioggia (m 3 /h) A= superficie totale del comparto (m 2 ). La seconda è costituita dal rapporto tra lunghezza e larghezza pari a 4 m. Fissando una portata specifica pari a 1,7 Nm 3 /h per ogni metro cubo di vasca (Masotti- Verlicchi, 2005) risulta una portata complessiva di circa 300 Nm 3/ h La tabella 9.1 illustra i risultati del dimensionamento dei pretrattamenti. Parametro U.M. Valore Grigliatura fine (luce di 3 mm) Portata massima m 3 /h Dissabbiatore / Disoleatore areato Larghezza m 2,5 Lunghezza m 10 Profondità utile minima m 3,5 Superficie unitaria m 2 25 Superficie complessiva m 2 50 Volume complessivo m Tabella 9.1 Principali caratteristiche dimensionali dei pretrattamenti. Pag. 31 di 48

32 9.1.2 Trattamento biologico a fanghi attivi Il processo a fanghi attivi è un trattamento condotto mediante una più o meno prolungata aerazione dello scarico in contatto con una numerosa popolazione batterica precostituita. Tale popolazione tende a concentrarsi formando degli agglomerati di natura fioccosa, della dimensione di qualche decimo di millimetro, detti appunto fanghi attivi (Bonomo, 2008). Grazie alla diversificazione della popolazione batterica presente nei fiocchi di fango è possibile, mantenendo opportune condizioni operative, ottenere sia l ossidazione dell azoto ammoniacale (nitrificazione) sia la riduzione dell azoto nitrico ad azoto gassoso (denitrificazione). Essendo la biomassa denitrificante eterotrofa, necessita di un substrato organico biodegradabile: pertanto il volume dedicato a questo processo (denitrificazione) è il primo a ricevere il refluo influente. Il volume di nitrificazione è posto a valle di quello di denitrificazione. Nel caso in oggetto, vista anche la sufficiente presenza di sostanza organica (BOD pari a 268 mg/l), lo schema di pre-denitrificazione è particolarmente indicato. La verifica e il dimensionamento delle sezioni di nitrificazione e denitrificazione sono effettuate in base alle rispettive cinetiche biologiche. In particolare, per la nitrificazione viene assunta una velocità massima di crescita della biomassa nitrificante a 20 C pari a 0,35 d -1. Per evitare un inutile sovradimensionamento del comparto, l azoto ammoniacale in uscita è stato posto pari a 2 mgn/l. Per compattare al meglio l impianto e sfruttare gli ampi sedimentatori disponibili, i reattori sono dimensionati con 4,5 gss/l. Per la denitrificazione viene assunta una velocità massima di denitrificazione a 20 C pari a 3 mg N-NO 3- /(gss h) ed un coefficiente di sicurezza pari a 1,5. La concentrazione di nitrati all uscita, alla minima temperatura di progetto (condizione più svantaggiosa), è pari a 7 mgn/l, in maniera da non favorire il fenomeno di risalita del fango per formazione di bolle d azoto (rising) e contenere il più possibile la portata di ricircolo della miscela aerata. Tutto il comparto biologico è dimensionato per le condizioni più svantaggiose che si verificano in inverno alla temperatura minima (12 C) Dimensionamento del processo di nitrificazione La velocità specifica di crescita della biomassa nitrificante alle condizioni di progetto viene calcolata sulla base della seguente relazione: N DO ( T 20) μ, n = μn m (1 0,833 (7,2 ph )) ϑ μ K n + N Ko + DO dove: μ n = velocità specifica di crescita della biomassa nitrificante alle condizioni di progetto (1/d) μ n,m = velocità massima specifica di crescita della biomassa nitrificante a 20 C (1/d) N = concentrazione di azoto ammoniacale K n = costante di semi-velocità per l azoto ammoniacale (mgn/l) DO = concentrazione di ossigeno disciolto (mg/l) K o = coefficiente di semisaturazione per l ossigeno disciolto ph= ph del mixed liquor θ μ = coefficiente di dipendenza dalla temperatura T= temperatura del liquame Sulla base della velocità specifica di crescita della biomassa nitrificante alle condizioni di progetto è possibile calcolare l età del fango di progetto (θ c espressa in giorni): ϑ c 1 = μ n Pag. 32 di 48

33 Il volume della vasca di nitrificazione è poi calcolato assumendo un coefficiente di resa cellulare della popolazione eterotrofa (Y) pari a 0,5 g SSV/g BOD rimosso. Infatti il tasso di rimozione della sostanza organica (R org espresso come 1/d) risulta espresso come segue: 1 Rorg = ϑ Y c A questo punto il volume di nitrificazione (V N ) si ottiene con il seguente calcolo: Q* ( BODin BODout) V N = Rorg * Xssv dove: Q= portata media trattata dall impianto (m 3 /d) BOD in -BOD out = differenza tra le concentrazioni in ingresso e in uscita dal comparto biologico (mg/l) X SSV = concentrazione di solidi sospesi volatili nel mixed liquor (mg/l). La tabella 9.2 illustra, per i principali parametri coinvolti nel calcolo del volume di nitrificazione, il valore di progetto assunto ed il risultato del calcolo. Parametro μ n,m velocità massima di crescita della biomassa nitrificante a 20 C N-NH 4 + azoto ammoniacale risultante dal processo di nitrificazione K n costante di semi-velocità per l azoto ammoniacale DO concentrazione di ossigeno disciolto nel mixed liquor K o coefficiente di semisaturazione per l ossigeno disciolto ph del mixed liquor 7,2 θ μ coefficiente di dipendenza dalla temperatura 1,1 Valore di progetto 0,35 (1/d) 2 mgn/l 0,5 mg/l 2 mg/l 0,9 mg/l T temperatura del mixed liquor 12 C BOD in concentrazione in ingresso al comparto biologico BOD out concentrazione in uscita dal comparto biologico Y coefficiente di resa cellulare della popolazione eterotrofa 0,5 X SST solidi sospesi totali nel mixed liquor X SSV solidi sospesi volatili nel mixed liquor θ c età del fango di progetto della biomassa nitrificante Parametro 268 mg/l 20 mg/l 4,5 g/l 3,375 g/l 11,1 d Risultato del calcolo Volume di nitrificazione (Q=8.960 m 3 /d) m 3 Tabella 9.2 Calcolo del volume di nitrificazione: valore dei principali parametri di calcolo e risultato dell elaborazione. Pag. 33 di 48

34 Il risultato sopra ottenuto può essere verificato attraverso il calcolo del carico del fango (C f ) espresso come kg BOD/(kg SS d): C f Q BOD = X V SS N in dove X SS = concentrazione di solidi sospesi totali nel mixed liquor (pari a 4,5 kg/m 3 ). Si ottiene un carico del fango pari a 0,15 kg BOD/(kg SS d). Tale valore, classificabile come carico del fango basso, associato all età del fango di progetto, risultata pari a 11,1 d (cfr. tabella 9.2), conferma la presenza di condizioni idonee allo sviluppo del processo di nitrificazione (Vismara, 1998) Dimensionamento del processo di denitrificazione Il primo passo del dimensionamento consiste nel calcolare l azoto totale da gassificare (N gas ): N gas = N in - N out - N ass dove: N gas = azoto da denitrificare (mgn/l) N in = azoto totale in ingresso all impianto (mgn/l) N out = azoto totale in uscita dall impianto (mgn/l) N ass = azoto assimilato durante il processo biologico (mgn/l) Risulta: N ass = 0,05 (BOD in - BOD out )= 0,05*(268 mg/l 20 mg/l)= 12,4 mg/l da cui è possibile calcolare l azoto da denitrificare N gas (mg/l)= 53,6 mg/l 10 mg/l 12,4 mg/l= 31,2 mgn/l Assumendo una velocità di denitrificazione a 20 C pari 3 mg N-NO 3- /(gss h), con la seguente relazione si calcola il volume del reattore di denitrificazione: V den = R den N ϑ gas Q (T 20) R X SS FS dove: N gas = azoto da denitrificare (mgn/l) Q= portata trattata (m 3 /d) R den = velocità di denitrificazione a 20 C (mg N-NO 3- /(gss d) ϑ R = coefficiente di dipendenza dalla temperatura X SS = concentrazione di solidi sospesi nel mixed liquor (g/l) FS = fattore di sicurezza Il calcolo della portata di ricircolo della miscela aerata si ottiene dalla seguente relazione, dove R NO3 indica il rapporto tra la portata di ricircolo della miscela aerata e la portata trattata: Pag. 34 di 48

35 R NO3 = N in N N NO N out ass 3 out La tabella 9.3 illustra, per i principali parametri coinvolti nel calcolo del volume di denitrificazione, il valore di progetto assunto ed il risultato del calcolo. Parametro R den velocità di denitrificazione a 20 C N in azoto totale in ingresso all impianto N out azoto totale in uscita dall impianto N-NO 3 - azoto nitrico in uscita dall impianto N org azoto organico in uscita dall impianto N gas azoto da denitrificare N ass azoto assimilato durante il processo biologico Valore di progetto 3 mg N-NO 3- /(gss h) 53,6 mgn/l 10 mg/l 7 mg/l 1 mg/l ϑ R coefficiente di dipendenza dalla temperatura 1,1 X SS concentrazione di solidi sospesi nel mixed liquor 31,2 mgn/l 12,4 mgn/l 4,5 g/l T temperatura del mixed liquor 12 C BOD in concentrazione in ingresso al comparto biologico BOD out concentrazione in uscita dal comparto biologico FS fattore di sicurezza 1,5 Parametro 268 mg/l 20 mg/l Volume di denitrificazione (Q= 8.960m 3 /d) m 3 Rapporto tra la portata di ricircolo dei nitrati e la portata trattata 4,5 Risultato del calcolo Portata totale di ricircolo dei nitrati m 3 /d Tabella 9.3 Calcolo del volume di denitrificazione: valore dei principali parametri di calcolo e risultato dell elaborazione. Come precedentemente ricordato, il processo di denitrificazione è svolto da organismi eterotrofi. Va quindi verificato che il substrato organico biodegradabile sia presente in quantità sufficiente. Assumendo una richiesta di BOD pari a 4,5 kg BOD per ogni kg di azoto nitrico gassificato si ottiene: richiesta di substrato organico = 4,5 31,2 mgn/l=140,4 mg BOD/L La richiesta di substrato (pari a 140,4 mg BOD/L) è inferiore alla disponibilità (pari a 268 mg BOD/L), pertanto la biomassa eterotrofa trova le condizioni per poter sviluppare i propri processi biologici. Fissando un rapporto minimo di ricircolo del fango dai sedimentatori di 0,8, risulta una portata netta di ricircolo dei nitrati pari a: ( ) * m 3 /d = m 3 /d, pari a circa 700 m 3 /h per ogni linea biologica. Pag. 35 di 48

36 Verifica e dimensionamento complessivo dei reattori biologici Il dimensionamento ha fornito i seguenti valori (cfr. tabelle 9.2 e 9.3): volume di nitrificazione: m 3 volume di denitrificazione: m 3 volume totale: m 3. Per garantire la massima flessibilità gestionale, il volume totale disponibile è stato riorganizzato in modo che il volume aerabile sia pari al 60% del volume complessivo. In questo modo il processo di nitrificazione, che è il più delicato, viene favorito. In ogni caso installando opportune valvole di sezionamento dei diffusori di fondo, in fase gestionale sarà comunque possibile ridurre il volume aerato e, di conseguenza, aumentare il volume anossico. Inoltre sarà anche possibile ridurre la concentrazione di ossigeno disciolto nel settore aerato in modo da ottenere un incremento della resa di denitrificazione, e garantendo in questo modo la massima flessibilità gestionale. Per esigenze pratiche vengono realizzate due linee in parallelo, intercambiabili (cfr. cap.7). Le dimensioni unitarie utili effettive per la nitrificazione sono: superficie: 11,5 m x 28,1 m battente: 6 m volume unitario: 1.938,9 m 3 volume totale nitrificazione:3.877,8 m 3 Le dimensioni unitarie utili effettive per la denitrificazione sono: superficie: 11,5 m x 18,7 m battente 6 m volume unitario: 1.290,3 m 3 volume totale denitrificazione: 2.580,6 m 3 In questo modo il volume complessivo dei reattori biologici disponibile m 3, superiore a quello di calcolo, è sufficiente per ottenere le prestazioni necessarie al rispetto del limite di emissione. Il battente elevato consente di ottimizzare l uso dell area e di aumentare l efficienza di trasferimento dell ossigeno. Ciascun nuovo volume anossico sarà miscelato tramite n 2 mixer. Il ricircolo dei nitrati sarà realizzato da 2 pompe per ogni vasca, ciascuna in grado di erogare fino a circa 700 m 3 /h. Pag. 36 di 48

37 9.1.3 Fabbisogno di ossigeno Il consumo di ossigeno nel comparto biologico della linea acque è complessivamente legato a tre fattori: la rimozione del BOD; il decadimento endogeno della biomassa; la nitrificazione dell azoto ammoniacale. Il calcolo deve tenere conto delle condizioni di punta di esercizio. Inoltre, il fabbisogno di ossigeno calcolato nelle condizioni di esercizio, va corretto per tenere conto delle condizioni standard di prova dei sistemi di aerazione. Esse sono caratterizzate come segue: matrice di prova: acqua pulita; temperatura dell acqua: 20 C; concentrazione (iniziale) di ossigeno nulla in tutto il volume idrico; pressione barometrica pari a 1 atm (101,3 kpa); umidità relativa dell aria pari al 100%. Il calcolo del fabbisogno di ossigeno alle condizioni di punta di esercizio (F O.D. ) è calcolato con la seguente formula: F = ( ) X V + k 4, 57 Q N O. D. k a Q BODin BODout + β SS N N dove: F O.D. = fabbisogno di ossigeno alle condizioni di punta di esercizio (kg O 2 /d) k = coefficiente per il calcolo della portata di punta a= coefficiente di respirazione assimilativa Q = portata trattata (m 3 /d) BOD in = concentrazione di BOD in ingresso al processo di nitrificazione (cioè al netto del BOD utilizzato dalla biomassa eterotrofa denitrificante) (g/l) BOD out = concentrazione di BOD in uscita dal comparto biologico (g/l) β= coefficiente di respirazione endogena (1/d) X SS = concentrazione di solidi sospesi nel mixed liquor (g/l) V N = volume del reattore di nitrificazione (m 3 ) N N = azoto nitrificato (gn/l) Per calcolare il fabbisogno di ossigeno alle condizioni standard sopra definite (F O.D.st ), al fabbisogno di ossigeno alle condizioni di esercizio sopra calcolato (F O.D. ) va applicata una variazione secondo la seguente relazione: F O. D. st = 1,024 ( T 20) FO. D. β O. D. sat O. D. α O. D. sat dove: F O.D. = fabbisogno di ossigeno alle condizioni di esercizio (kg/d) F O.D.st = fabbisogno di ossigeno alle condizioni standard (kg/d) T = temperatura del mixed liquor ( C) α = rapporto tra i coefficienti di trasferimento dell ossigeno in condizioni di esercizio e quello alle condizioni standard; è funzione di moltissimi parametri, tra cui le caratteristiche del sistema di aerazione, la temperatura di esercizio, la geometria della vasca, la presenza di tensioattivi, oli e solidi sospesi nel mixed liquor Pag. 37 di 48

38 β=rapporto tra la concentrazione di ossigeno a saturazione per il liquido da aerare e quella per acqua pulita nelle stesse condizioni di pressione e temperatura. Dipende dalla salinità O.D. sat = concentrazione di saturazione dell ossigeno disciolto in acqua pulita O.D.= concentrazione di ossigeno disciolto nel mixed liquor. A questo punto è possibile calcolare la portata di aria da insufflare per garantire il fabbisogno di ossigeno sopra calcolato. La relazione utilizzata è la seguente: 3 ( / ) = FO. D. Q st aria Nm h η 0,3 24 dove: F O.D.st = fabbisogno di ossigeno alle condizioni standard (kg/d) η=rendimento di trasferimento dell ossigeno (relativo al sistema di diffusione dell aria) 0,3 rappresenta il contenuto di ossigeno in un Normal metro cubo di aria (300 g O 2 /Nm 3 ) 24 rappresenta il numero di ore presente in una giornata La portata di aria necessaria al processo biologico verrà garantita da due compressori: uno per ogni linea. Si riepilogano le principali ipotesi fatte per effettuare il calcolo: la portata in ingresso al comparto biologico viene distribuita equamente ai due reattori; quale volume di nitrificazione viene assunto il volume effettivamente aerabile, quindi circa m 3 per ogni vasca (cfr. par ); X ss viene assunto pari a 4,5 g/l; il rendimento di trasferimento dell ossigeno è assunto pari al 33% perché tiene conto dell elevato battente (pari a 6 m, cfr. par ). Le case costruttrici di diffusori di fondo dichiarano rendimenti anche superiori. Il valore scelto si configura pertanto come scelta cautelativa che tiene conto dell invecchiamento delle membrane dei diffusori; il coefficiente α adottato è pari a 0,7, valore idoneo a sistemi di questo tipo. La tabella 9.4 illustra, per i diversi parametri coinvolti nel calcolo del fabbisogno di ossigeno per il processo di ossidazione, il valore di progetto assunto; viene inoltre indicato il risultato del calcolo. Parametro Valore di progetto k coefficiente per il calcolo della portata di punta 1,5 a coefficiente di respirazione assimilativa 0,5 BOD in -BOD out concentrazione di BOD rimosso dal 107,6 mg/l processo aerobico β coefficiente di respirazione endogena 0,1 (1/d) X SS concentrazione di solidi sospesi nel mixed liquor 4,5 g/l V N volume del reattore di nitrificazione m 3 N N azoto nitrificato T temperatura del mixed liquor 20 C α rapporto tra i coefficienti di trasferimento dell ossigeno 0,7 β coefficiente di correzione della concentrazione di 0,95 38,2 mgn/l Pag. 38 di 48

39 ossigeno O.D. sat concentrazione di saturazione dell ossigeno in acqua pulita O.D. concentrazione di ossigeno disciolto nel mixed liquor 9,07 mg/l 2 mg/l η rendimento di trasferimento dell ossigeno 33% Parametro Risultato del calcolo Fabbisogno di ossigeno alle condizioni standard kgo 2 /d Portata di aria ossigeno alle condizioni standard Nm 3 /h Tabella 9.4 Calcolo del fabbisogno di ossigeno per tutto il comparto di ossidazione Adottando compressori volumetrici, si selezionano macchine con le seguenti taglie: n 2 compressori da Nm 3 /h per le due nuove vasche Defosfatazione chimica Il fosforo rimosso dai processi biologici può essere assunto pari all 1% del BOD abbattuto. Si ottiene pertanto: P ass =0,01 (BOD in -BOD out ) dove: P ass = fosforo rimosso dai processi biologici (mg/l) BOD in -BOD out = BOD rimosso dai processi biologici Si ottiene: 0,01*(268-20)= 2,48 mgp/l La concentrazione nel liquame di progetto è stata assunta pari a 7,1 mg/l (cfr. tabella 5.12) mentre il limite di emissione di calcolo nell effluente è pari a 1 mgp/l. È evidente che la sola rimozione dovuta ai processi biologici non è sufficiente per garantire il rispetto dei limiti di emissione. Pertanto è necessario applicare un processo di rimozione in grado di rimuovere 3,62 mgp/l. Infatti il fosforo da rimuovere si calcola come: Fosforo da rimuovere = P in - P ass - P out = 7,1 mg/l - 2,48 mg/l - 1 mg/l= 3,62 mgp/l. I processi più utilizzati in Italia per la rimozione del fosforo dalle acque di scarico si basano sulla precipitazione dei fosfati mediante dosaggio di sali metallici (di allumino o ferro). Gli schemi di impianto differiscono a seconda del punto in cui i reagenti chimici vengono dosati: possiamo avere 1) la pre-precipitazione (dosaggio a monte della sedimentazione primaria), 2) la precipitazione simultanea (dosaggio nella vasca di aerazione a fanghi attivi) e 3) la post-precipitazione (dosaggio a valle della sedimentazione secondaria). Tra tutti gli schemi possibili, la precipitazione simultanea è il processo che minimizza sia gli interventi strutturali necessari che il consumo di reattivi e, pertanto, si prevede che venga applicato all impianto di Palazzolo s/o. Tenendo conto che i polifosfati e il fosforo organico sono rimossi meno facilmente degli ortofosfati, il dosaggio di sali di ferro o alluminio dopo il trattamento biologico (dove il fosforo organico e i polifosfati sono trasformati in ortofosfati) normalmente produce una migliore rimozione. Pag. 39 di 48

40 Nel caso del depuratore di Palazzolo s/o il reagente è quindi aggiunto immediatamente prima dell immissione nel sedimentatore secondario. Il fosforo è rimosso dalla fase liquida attraverso una combinazione di processi di precipitazione, adsorbimento, scambio e agglomerazione. Normalmente i dosaggi di sali di ferro e alluminio ricadono nell intervallo 1-3 moli di ione metallico per ogni mole di fosforo per valori di concentrazione di fosforo nell effluente maggiori di 0,5 mgp/l. È evidente che le reazioni chimiche coinvolte nel processo di rimozione del fosforo vanno considerate alla luce di altre reazioni competitive e dell influenza delle caratteristiche del liquame (compresa la presenza di elementi in traccia, leganti, ecc.). Pertanto l esatto dosaggio dei reattivi potrà essere determinato solo in campo sulla base dell esperienza a piena scala. In questo documento si effettua pertanto un calcolo orientato al dimensionamento del serbatoio di stoccaggio e delle pompe di dosaggio; l esatta quantità da dosare emergerà in fase gestionale. Su indicazione della gestione, si ipotizza di utilizzare il cloruro ferrico. Si elencano le ipotesi alla base del calcolo: reagente utilizzato: o una miscela commerciale di cloruro ferrico (FeCl 3 ) al 35%; o densità media pari a kg/m 3 ; rapporto molare richiesto: 3 moli di Fe per ogni mole di P rimosso. Si calcola la massa di ferro presente nelle miscela, tenendo conto che: la massa molare del FeCl 3 risulta 162,2 g/mole; la massa molare del ferro risulta 55,85 g/mole. Si calcola: 0, kg/m 3 = 490 kg FeCl 3 /m 3 presenti nella miscela commerciale 490 kg FeCl 3 /m 3 55,85/162,2= 168,7 kg Fe/m 3 presenti nella miscela commerciale Dato che la massa molare del ferro è pari a 55,85 g/mole, si calcola la concentrazione molare della miscela commerciale: 168,7 kg Fe/m /55,85 g Fe/mole= moli di Fe/m 3 di soluzione Risulta quindi che 1 m 3 di miscela commerciale contiene moli di ferro. Si calcolano ora le moli di fosforo da rimuovere alla portata di progetto di m 3 /d: 3,62 mgp/l m 3 /d 1/1.000= 33 kg P/d (fosforo da rimuovere ogni giorno) fissata la massa molare del fosforo pari a 30,97 g/mole, si ottiene: 33 kgp/d 1.000/30,97 gp/mole= 1.065,5 moli P/d Alla portata di m 3 /d risultano quindi 1.065,5 moli di P da abbattere ogni giorno. Pag. 40 di 48

41 Dal momento che vengono richieste 3 moli di Fe per abbattere 1 mole di P, le moli di ferro da dosare ogni giorno sull impianto risultano: ,5 = 3.196,5 moli Fe/d. Pertanto, la portata giornaliera di miscela commerciale da dosare risulta: 3.196,5 moli Fe/d 1/3.021 moli di Fe/m 3 = 1,1 m 3 /d. Pertanto, alla portata di m 3 /d, la portata di miscela commerciale di cloruro ferrico da dosare risulta pari 1,1 m 3 /d. Fissato uno stoccaggio di reattivo intorno a 15 giorni, emerge la necessità di prevedere un serbatoio di accumulo con un volume di 17 m 3. Tale volume è idoneo per l ottimizzazione del trasporto del reattivo chimico in autobotti da metri cubi. E prevista l installazione di una pompa in grado di erogare una portata massima pari a 1,1 m 3 /d 1,5 = 1,65 m 3 /d = 70 L/h (tenendo conto della portata di punta). Il dosaggio potrà essere asservito alla misura della portata trattata e/o alla misura on-line della concentrazione di fosforo nell effluente finale. La produzione di fango risultante dalla precipitazione chimica del fosforo può essere posta pari a 7 kg SS/kg P rimosso. Si ottiene così una produzione di fango pari a: 7 kgss/kg P 33 kgp/d = 231 kg SS/d Il fosforo precipitato non può essere separato dal fango biologico di cui condivide le vicende, permanendo nel sistema per un tempo pari all età del fango. Pertanto, a parità di solidi sospesi nella miscela aerata, ne consegue una minore presenza di biomassa. In particolare risulta: produzione di biomassa (cfr. par. 9.2) = 1860 kg SS/d / m 3 /d = 207,6 mg SS/L produzione di fango chimico = 231 kg SS/d / m 3 /d = 25,8 mg SS/L frazione di fanghi chimici presente nei reattori biologici = 25,8 / (25, ,6) = 0,11 Pertanto, per garantire che nei reattori biologici sia presente la concentrazione di SS di progetto (pari a 4 g/l, cfr. tabelle 9.2 e 9.3), si dovrà mantenere una concentrazione di 4,5 g/l. Infatti (1-0,11) * 4,5 = 4 g SS/L. Essa è comunque già stata considerata nei valori di calcolo dei parametri per il dimensionamento del sistema di erogazione dell aria e della sedimentazione finale Sedimentazione secondaria Per la sedimentazione secondaria vengono riutilizzate le vasche esistenti dell ossidazione private dei setti interni, in modo da massimizzare il riutilizzo degli esistenti manufatti dell impianto. Pertanto, le vasche adibite alla sedimentazione secondaria hanno un raggio pari a 14,8 m e un altezza periferica di 3 m. La verifica e il dimensionamento del comparto sono effettuati sulla base dei seguenti parametri: il carico idraulico superficiale (C id ) calcolato in corrispondenza della portata massima e della portata di calcolo; Pag. 41 di 48

42 il flusso solido limite (F SL ) che rappresenta il massimo carico di solidi sospesi che può attraversare un unità di superficie; il tempo di permanenza calcolato in corrispondenza della portata di calcolo. Per verificare il comparto, vengono pertanto definite le seguenti portate (cfr. tab. 5.12): portata di calcolo = 1,5 portata media trattata in tempo secco; portata massima in tempo di pioggia = 750 l AE -1 d -1 potenzialità impianto. Si riportano le relazioni che permettono di verificare il comparto. La prima è costituita dal calcolo del carico idraulico superficiale e rende conto del comportamento idraulico del comparto: Q C id = A dove: C id = carico idraulico superficiale, da calcolare sia in corrispondenza della portata di calcolo che in corrispondenza della portata massima (m/h) Q= portata di volta in volta utilizzata (m 3 /d) A= superficie del comparto (m 2 ). La seconda è costituita dal calcolo del tempo di permanenza in corrispondenza della portata di calcolo ed è ancora legata al comportamento idraulico del comparto: T = p V Q c dove: T p = tempo di permanenza del comparto (h) V= volume del comparto (m 3 ) Q c = portata di calcolo (m 3 /h) Un altra verifica viene eseguita sul flusso di sfioro agli stramazzi, suddividendo la portata di calcolo per la circonferenza complessiva del comparto (formula non illustrata). La terza è costituita dal calcolo del flusso solido limite (F SL ) ed è legata alla sedimentabilità del fango attivo: F SL ( Q = c + Qr ) X A SS dove: F SL = flusso solido limite (kg SS/m 2 h) Q c = portata di calcolo (m 3 /h) Q r = portata di ricircolo dei fanghi (m 3 /h) X SS = concentrazione di solidi nel mixed liquor (g/l) A= superficie del comparto (m 2 ). Pag. 42 di 48

43 Parametro Valore di progetto Portata di calcolo (1,5 Q) m 3 /d Portata massima in tempo di pioggia m 3 /d Portata massima di ricircolo dei fanghi (2 Q) m 3 /d Concentrazione di solidi sospesi nel mixed liquor Concentrazione minima di solidi sospesi nel fango di ricircolo 4,5g/L 6 g/l DIMENSIONI EFFETTIVE DEL COMPARTO DI SEDIMENTAZIONE II Numero di bacini n 2 Diametro Altezza periferica 29,6 m 3 m Superficie complessiva (n 2 bacini) m 2 Circonferenza complessiva (n 2 bacini) 93 m Volume complessivo (n 2 bacini) m 3 Parametro VERIFICA DEL COMPARTO DI SEDIMENTAZIONE II Risultato del calcolo C id in corrispondenza della portata di calcolo 0,41 m/h < 0,7 m/h Limite da letteratura C id in corrispondenza della portata massima 0,91 m/h < 1,2-1,5 m/h T p tempo di permanenza del comparto 7,4 h > 2,5 3 h Flusso solido limite (F SL ) 4,3 kgss/m 2 h < 5-6 kgss/m 2 h Flusso di sfioro agli stramazzi 72,3 m 3 /m d < 250 m 3 /m d Tabella 9.5 Calcolo delle dimensioni del comparto di sedimentazione secondaria: valore dei parametri di progetto, dimensioni effettive assunte e verifica. Il comparto di sedimentazione risulta perfettamente dimensionato Disinfezione finale Tra gli effetti che avvengono all interno di un impianto di depurazione vi è anche una consistente riduzione della carica microbica ed in generale di molti microrganismi, compresi quelli patogeni. Tuttavia, anche in presenza di rimozioni significative (attorno al 99%), data l elevata concentrazione batterica in ingresso, l effluente di un impianto di depurazione presenta ancora un carico batterico molto elevato. Nel caso dell impianto di Palazzolo s/o la scelta ricade sulla disinfezione chimica mediante acido peracetico. L acido peracetico viene fornito in soluzioni commerciali contenenti acido acetico, perossido di idrogeno, acido peracetico e acqua. La forma indissociata (CH 3 CO 3 H) è considerata l agente disinfettante, comunque anche il perossido di idrogeno può contribuire al processo di disinfezione. Tra le sue caratteristiche positive si elencano: assenza di sottoprodotti della disinfezione che siano tossici, inquinanti o mutageni; breve tempo di reazione; alta efficacia nei confronti di batteri e virus. Pag. 43 di 48

44 Indipendentemente dal tipo di trattamento adottato, i parametri principali che regolano l efficacia della disinfezione sono la dose di disinfettante e il tempo di contatto. Nel caso dell acido peracetico i dati di progetto utilizzati sono i seguenti: portata di calcolo, Q c = 1,5 (portata media trattata)= m 3 /d (560 m 3 /h); portata massima in tempo di pioggia, Q max = 750 l AE -1 d -1 potenzialità impianto= m 3 /d (1250 m 3 /h); tempo di detenzione alla portata di calcolo, t c =20 min; tempo di detenzione alla portata massima, t c =10 min; concentrazione di acido peracetico, C=2 mg/l. Il minimo volume utile della vasca di disinfezione risulta dalla seguente formula: V=(portata) (tempo di contatto). Nel nostro caso risulta un volume utile minimo di 208 m 3. Il comparto di disinfezione è suddiviso in due vasche, che avranno le seguenti dimensioni unitarie utili effettive: superficie: 12m x 3m= 36 m 2 ; battente: 3 m; volume unitario: 108 m 3 Ciascuna vasca viene suddivisa in 3 canali, con una larghezza di 1 m ciascuno, mediante la costruzione di due setti; in questo modo si ottiene un volume utile totale di 216 m 3, superiore al volume minimo necessario sopra calcolato. La vasca di stoccaggio della soluzione di acido peracetico viene dimensionata sulla base di un rifornimento ogni settimana. Utilizzando una soluzione di acido peracetico al 14%, si ottiene: portata dell agente disinfettante=c Q c /0,14 = 2 mg/l m 3 /d 1/(24 0,14) = g/h peso specifico dell acido peracetico = g/l portata volumetrica dell agente disinfettante = g/h 1/1.140 g/l = 7,02 L/h volume del serbatoio di stoccaggio = 7,02 L/h 6d 24h = 1 m 3. Pertanto una cisternetta di acido peracetico di volume pari a 1 m 3 sarà sufficiente per garantire un tempo di autonomia adeguato. Il tempo di stoccaggio è stato considerato breve (6 d) in considerazione del fatto che questo comparto lavorerà per periodi di tempo molto limitati. Pag. 44 di 48

45 9.2 LINEA FANGHI La produzione di fango di supero in un impianto a fanghi attivi è funzione della velocità di crescita microbica, della velocità di bioflocculazione e della velocità di degradazione della massa biodegradabile. Essa può essere valutata con la relazione seguente: P F =Y BOD+Y N TKN-K D MLSS Dove: P F = produzione di fango di supero (kg SS/d) Y= coefficiente di crescita batterica BOD= BOD rimosso dal processo biologico (kg BOD/d) Y N = coefficiente di crescita batterica dei batteri nitrificanti TKN= TKN rimosso dal processo biologico (kg TKN/d) K D = coefficiente di decadimento della massa biodegradabile (1/d) MLSS = biomassa totale presente nel comparto aerato Il calcolo viene fatto nelle condizioni che determina la maggiore produzione di fango: temperatura: 12 C; biomassa nel reattore aerato: 4 gss/l. Alla produzione biologica va aggiunta quella del fango chimico dovuta alla precipitazione del fosforo e calcolata nel paragrafo La tabella 9.6 illustra, per i principali parametri coinvolti nel calcolo della produzione del fango di supero, il valore di progetto assunto; viene inoltre indicato il risultato del calcolo. Parametro Valore di progetto Y coefficiente di crescita batterica 1 kg SS/kg BOD BOD rimosso dal processo biologico 248 mg/l Y N coefficiente di crescita batterica dei batteri nitrificanti 0,24 kg SS/kg TKN TKN rimosso dal processo biologico 43,6 mgn/l K D coefficiente di decadimento della massa biodegradabile a 12 C 0,027 (1/d) MLSS biomassa totale presente nel comparto aerato 4,5 g/l Volume del comparto aerato m 3 Parametro Risultato del calcolo Produzione di fango di supero kg SS/d Produzione di fango chimico 231 kg SS/d Produzione totale di fango kg SS/d Portata totale di fango di supero 347 m 3 /d Tabella 9.6 Calcolo della produzione di fango di supero (viene indicata anche la produzione comprensiva del fango chimico): valore dei parametri assunti a base della progettazione e risultato del calcolo. Si è considerata una concentrazione del fango di ricircolo pari a 6 kgss/m 3 (cfr. tab. 9.5). Con i valori riportati in tabella, se si calcola il valore di produzione di fango di supero (escluso il fango chimico) per unità di massa di BOD rimosso, si ottiene un valore pari a circa 0,84 kgss/kgbod rimosso. Per un sistema di pre-denitrificazione senza sedimentazione primaria, il rapporto ottenuto risulta corretto. Pag. 45 di 48

46 Viene effettuata anche una verifica sull età del fango. Trattandosi di un sistema combinato, l età del fango denitrificante è in proporzione al volume della vasca e all età del fango nitrificante. Risulta: θ T = θ N + θ D = 11,1 d /6.458 * 11,1 d = 15,5 d L età del fango complessiva del sistema (di calcolo) risulta pertanto pari a circa 15,5 d, da cui si ricava una produzione di fango pari a circa 1875 kg SS/d (4,5 g/l * m 3 / 15,5 d), in linea con quella calcolata analiticamente (pari a 1850 kg SS/d, cfr. tabella 9.6), a conferma della bontà del calcolo. In ogni caso la linea fanghi verrà dimensionata tenendo in considerazione la produzione complessiva prevista, pari a circa kgss/d (compreso il fango chimico) Stabilizzazione aerobica La digestione aerobica è un trattamento del fango che mira principalmente alla sua stabilizzazione cioè alla diminuzione della sua putrescibilità mediante una fermentazione aerobica eterotrofa di tipo misto; obiettivo secondario è la concentrazione e quindi la riduzione del suo volume mediante separazione dell acqua dal fango e una certa riduzione della carica batterica (Vismara, 1998). Il criterio più utilizzato per il dimensionamento del comparto di digestione aerobica è quello basato sull età del fango. Infatti, negli impianti a fanghi attivi l età del fango è anche indice del suo grado di stabilizzazione ed è noto che per temperature superiori a 10 C un fango è ritenuto stabilizzato quando presenta un età superiore a 25 giorni. Pertanto, quando questo fatto non si verifichi (ed è proprio il caso dell impianto di Palazzolo sull Oglio), il digestore va dimensionato su un età del fango che deriva dalla differenza tra l età del fango corrispondente a un fango stabilizzato e quella riscontrata nell impianto a fanghi attivi. Innanzitutto si verifica l età del fango biologico per il reattore a fanghi attivi (tenendo conto del fango chimico): 3 MLSS 4,5 gss / L 6.458m ϑ f. a. = = = 14d Fango Estratto 2.081kgSS / d Quindi l età del fango biologico è pari a circa 14 giorni. Si tenga comunque presente che la formula è approssimata: infatti non si tiene conto per esempio dei solidi rilasciati con l effluente finale e, inoltre, l estrazione del fango utilizzata comprende la produzione di fango chimico che, in realtà, è costituito prevalentemente da materiale inorganico. Il criterio seguito determina comunque un risultato cautelativo. Sulla base di dati di letteratura si può indicare che un età del fango di 27 giorni è sufficiente per determinare la stabilizzazione dei fanghi ad una temperatura di 12 C (Bonomo, 2008). A questo punto è possibile calcolare l età del fango da imporre al digestore (θ dig ): θ dig =27d - θ f.a. = 13 d Applicando al digestore un età del fango di 13 giorni, tale per cui l età del fango complessiva risulta attorno a 27 giorni, ci si può attendere una riduzione dei solidi volatili attorno al 35% (a 12 C). Il volume del digestore è a questo punto dato dalla seguente relazione: Pag. 46 di 48

47 dig ΔST Vdig = ϑ u dove: θ dig = età del fango da imporre al di gestore (d) ST= solidi uscenti dal digestore ad una data temperatura (kgss/d) u= tenore di secco del fango nel digestore. La tabella 9.7 illustra, per i diversi parametri coinvolti nel calcolo del volume della digestione aerobica, il valore di progetto assunto; viene inoltre indicato il risultato del calcolo. Il digestore aerobico è stato dimensionato tenendo conto di un suo funzionamento anche come ispessitore Parametro Valore di progetto θ dig età del fango da imporre al digestore 13 d riduzione dei solidi volatili (a 12 C) 35% tenore di secco del fango nel digestore 2% Parametro Risultato del calcolo Volume del digestore aerobico m 3 Tabella 9.7 Calcolo del volume del digestore aerobico: valore dei parametri assunti a base della progettazione e risultato del calcolo. La nuova vasca avrà le seguenti dimensioni utili effettive: superficie= 10,1 m x 18,7 m battente= 6 m volume= m 3 (superiore al valore di calcolo). Per l apporto di ossigeno, prediligendo un sistema di diffusione dell aria che limiti gli abbassamenti della temperatura (e quindi evitando gli aeratori meccanici superficiali), verranno impiegati i diffusori di fondo. Adottando un compressore identico a quelli scelti per la nitrificazione, in grado quindi di erogare Nm 3 /h, si ottiene una portata specifica pari a 1,76 Nm 3 /h per ogni metro cubo di vasca, valore sufficiente (Nuovo Colombo, 1997) a garantire la potenza supplementare di spunto per rimettere in sospensione il fango sedimentato (si è infatti ipotizzato che il comparto abbia un funzionamento discontinuo). BIBLIOGRAFIA Bonomo L. (2008). Trattamenti delle acque reflue. McGraw-Hill, Milano. Nuovo Colombo. Manuale dell Ingegnere Volume terzo. (1997). Hoepli, Milano. Metcalf & Eddy. Wastewater Engineering Treatment and Reuse. (2003). McGraw-Hill. Masotti L., Verlicchi P. (2005). Depurazione delle acque di piccole comunità. Hoepli, Milano. Pag. 47 di 48

48 Sigmund C. (2005). Teoria e pratica della depurazione delle acque reflue. Dario Flaccovio Editore. Vismara R. (1998). Depurazione biologica. Hoepli, Milano. Pag. 48 di 48