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1. INQUADRAMENTO NORMATIVO E LIMITI ALLO SCARICO La presente relazione riporta i criteri progettuali adottati per il dimensionamento dell impianto di trattamento dei reflui di parte dell'agglomerato urbano di Manfredonia. Le previsioni del PTA prevedono per l'agglomerato in argomento una potenzialità pari a 89.724 Abitanti Equivalenti, come risulta dall allegata scheda di seguito riportata. Fig. 1-1: Scheda dell agglomerato di Manfredonia (da PTA, giugno 2009) Si riporta inoltre di seguito la scheda di AE rivenienti dal attività ricognitiva 2011. I limiti richiesti per l impianto in argomento risultano, come riportato nella scheda del PTA, quelli di cui alla tab. 1 del D.Lgs 152/06. Cautelativamente le verifiche di processo, risultano effettuate anche per il rispetto dei principali parametri della tab. 3 del D.Lgs 152/06
Tab. 2-1: Calcolo AE attività ricognitiva 2011 Dalla fig. 2-1 si evince che secondo i dati PTA, sanciti con DGR 1085/2009, il numero di abitanti equivalenti a cui deve far fronte il presidio di Manfredonia è di 89.724 AE, valore sostanzialmente confermato dalle attività condotte nel corso dell anno 2011. Nonostante le potenzialità calcolate per l impianto, l Ente Gestore aveva suggerito in fase di definizione del progetto preliminare di considerare un numero di abitanti equivalenti che doveva tener conto non solo delle località costiere situate a sud di Siponto (Ippocampo, La Bussola, Scalo dei Sareceni, Sciali degli Zingari, Sciali di Lauro) e per le quali si prevede l allaccio al depuratore centrale e la contemporanea dismissione dei presidi a gestione privata, ma anche delle previsioni di urbanizzazione del Comune di Manfredonia, che avrebbero portato ad un notevole aumento sia del carico residenziale sia di quello industriale. A seguito di successivi incontri e confronti con i Tecnici Aziendali di Acquedotto Pugliese S.p.A., si è giunti alla conclusione di verificare l'impianto agli abitanti equivalenti previsti dal PTA..
Tenendo conto di ciò, la potenzialità per la quale sarà verificato l impianto sarà pari a 89.724 AE, non trascurando di verificare la capacità residua del depuratore. 0
2. DATI DI PROGETTO 2.1 Previsione del Piano di Programmazione Per quanto riguarda la determinazione del carico idraulico sono state considerate le previsioni della Rimodulazione del Piano d'ambito 2010/2018 che considera le dotazioni idriche in funzione delle classi demografiche, così come di seguito riportato: 2008 2018 Classi demografiche Dotazione idriche l/ab*d pop 2.000 145 145 2.000pop 20.000 145 150 20.000pop 50.000 150 160 50.000pop 100.000 170 190 100.000pop 250.000 200 200 pop > 250.000 200 220!/! +!$(31*$ (!# "!1(3 Nella fattispecie la classe demografica dell'impianto in argomento è quella compresa fra i 50.000 A.E. e 100.000 AE, per cui è prevista al 2018 una dotazione idrica pari a 190 l/ab*d. Per quanto riguarda i carichi inquinanti specifici da considerare alla base delle elaborazioni si è fatto riferimento ai dati indicati nel Piano Stralcio del Piano d'ambito 2002 riportati in tab.2 della pagina seguente.
PARAMETRO UM VALORE Carico organico BOD5 g/d*ae 60 Carico organico COD g/d*ae 120 Carico organico totale TKN g/d*ae 12 Azoto ammoniacale g/d*ae 8 Fosforo P g/d*ae 2 Solidi Sospesi Totali g/d*ae 80!/!!(3-(1(-/+!+)*! + Ciò premesso per il calcolo delle portate si è fatto riferimento alla seguente formula: Dove: Vm = volume medio del refluo influente espresso in [mc/d]; ϕ coefficiente di afflusso in rete assunto pari a 0,8; D = dotazione idrica giornaliera in litri/(ab*d)) assunta pari a 190 l/(ab*d); AE = numero di abitanti equivalenti (89.724); Si precisa che per le verifiche idrauliche dei circuiti si farà riferimento ad un coefficiente di punta pari a di 1,5. Le portate Qm (portata media) e Qpunta di progetto espresse in l/s, mc/h e mc/d, assumendo le previsioni degli strumenti di programmazione le seguenti: 2
PORTATA U.M. VALORE l/s 158 Qm mc/h 568 mc/d 13 638 Qpunta l/s 237 mc/h 852 Conseguentemente i carichi totali giornalieri in arrivo all'impianto sono stati ottenuti moltiplicando il carico specifico (cfr. tab 2) per gli abitanti equivalenti AE che si sintetizzano nella tabella seguente. parametro u.m. valore COD [kg/d] 10 767 BOD5 [kg/d] 5 383 SST [kg/d] 7 178 N-NH4+ [kg/d] 718 TKN [kg/d] 1 077 FOSFORO [kg/d] 179!/!!(3++! a cui risultano associate le seguenti concentrazione parametro u.m. valore COD [mg/l] 789 BOD5 [mg/l] 395 SST [mg/l] 526 N-NH4+ [mg/l] 53 TKN [mg/l] 79 FOSFORO [mg/l] 13!/!.! ((+!$ 5
3. ANALISI SINTETICA DELLO STATO DI CONSISTENZA DELL'IMPIANTO ESISTENTE Si descrivono di seguito le opere esistenti illustrandone sinteticamente le caratteristiche. L' analisi dello stato di consistenza verrà svolta separatamente per la linea acque e la linea fanghi. 3.1 Linea acque Il ciclo di trattamento esistente per l impianto biologico avviene secondo lo schema Ludzack-Ettinger modificato in cui si susseguono la sedimentazione primaria SP, la fase di ossidazione del carbonio organico e la denitrificazione (B+D), la fase di ossidazione del carbonio organico e la nitrificazione (B+N) ed infine la sedimentazione secondaria (SS), ovvero il fango agisce prima in fase anossica di pre-denitrificazione e successivamente in fase ossidativa di nitrificazione. Le unità di trattamento presenti sull' impianto risultano le seguenti. 3.1.1 Pretrattamenti Al presidio depurativo giungono tramite due condotte prementi che adducono i reflui rivenienti dall' abitato di Manfredonia e quelli rivenienti dalla frazione di Siponto. Il canale di arrivo è di tipo pensile in cui risulta allocata la grigliatura grossolana con spaziatura 30 mm. A valle del canale di arrivo vi è la dissabbiatura tipo "pista" avente diametro pari a 3,75 m con altezza utile pari a 2,5 m. '
3.1.2 Equalizzazione Dopo la fase di pretrattamenti il refluo può essere inviato direttamente alla sedimentazione primaria o alla vasca volano. Il volano presente sull' impianto è costituito da una vasca rettangolare delle dimensioni di 25x15x5 m di altezza utile per un volume complessivo di 1875 mc. Risultano installate N. 2 pompe sommerse da 500 mc/h.. 3.1.3 Sedimentazione primaria La sezione di sedimentazione primaria è costituita da una vasca circolare avente diametro di 27,5 metri con profondità utile di 2,7 metri, quindi superficie pari a 593 mq e volume di 1600 mc. Vi è sedimentazione la possibilità primaria prima della eseguire una chiariflocculazione di emergenza. In testa alla sedimentazione primaria vengono inviati i fanghi secondari. 3.1.4 Comparto biologico I liquami dopo la sedimentazione primaria vengono inviati nel pozzetto di arrivo e ripartitore della portata sulle due linee di trattamento di ossidazione biologica.,
Il comparto è costituito da un monoblocco diviso per metà. Le dimensioni di ciascuna zona di predenitrificazione è pari a 32,00 m x 12,50 x 6,35 di altezza utile, il tutto per un volume di ciascuna vasca pari a 2540 per complessivi 5.080 mc di predenitrificazione. Le dimensioni di ciascuna zona di ossidazione è pari a (44 m - 32,00 m) x 12,50 x 6,35 di volume altezza utile, a cui si somma il seguente volume 44 m x 12,50 m x 6,35 m di altezza utile per un volume di 4.455 mc per complessivi 8.890 mc di ossidazione. 3.1.5 Sedimentazione secondaria I liquami in uscita dalle vasche di aerazione vengono ripartire sulle due linee dei sedimentatori. Le vasche di sedimentazione finale sono a pianta circolare con diametro di 32,50 m con altezza della parte cilindrica pari a circa 3 m.
3.1.6 Stazione di disinfezione Le acque uscita in dalle sedimentazioni tramite i finali, pozzetti di smistamento e i canali di misurazione della portata, sono immessi nella vascha di clorazione. La clorazione vasca di ha le dimensioni di 11,30 x 8,0 x 2,0 per un volume utile di 180 mc. A servizio delle vasche di clorazione vi è la stazione di stoccaggio e ipoclorito di sodio. 3.1.7 Stazione di filtrazione La sezione di filtrazione è costituita da un filtro a sabbie marca Sernagiotto. 3.2 Linea fanghi La linea fanghi è costituita dalle seguenti unità di trattamento 3.2.1 Preispessimento I fanghi prima di essere inviati alla digestione subiscono un primo processo di preispessimento in un ispessitore a forma circolare con diametro m 10, altezza utile 3,5 m. A valle è presente un addensamento meccanico a telo Angrinz, tipo TE20.
3.2.2 Digestione anaerobica La sezione di digestione anaerobica comprende un digestore diametro 18 m, profondità media 10 m con un volume utile di 2550 mc. 3.2.3 Centrale termica Non risulta in esercizio. 3.2.4 Disidratazione meccanica La disidratazione meccanica avviene in un capannone prefabbricato in cui sono una centrifuga Pieralisi Jumbo 2 e una Pieralisi, tipo FPN da 6 mc/h. 3.2.5 Gasometro Non risulta in esercizio, ed è costituita da una campana flottante avente diametro interno di 13 m, altezza massima 5,2 m con volume utile di 600 mc, con massima pressione di esercizio di 210 mm colonna d' acqua. In alternativa al gasometro
è presente una torcia con arrestatore di fiamma. 3.3 Opere complementari Le opere complementari presenti sull'impianto risultano le seguenti. 1. Sala soffianti in cui sono installate N. 2+1 soffianti Kaeser. 2. Gruppo lelettrogeno, non in esercizio per mancanza del CPI; 3. Cabina Elettrica 4. Palazzina servizi..
4. VERIFICA DELLA POTENZIALITA' DELLE STAZIONI ESISTENTI Al fine di individuare gli interventi necessari si procederà ad una verifica della potenzialità delle varie stazioni dell'impianto. Così come fato nella descrizione dell'impianto si procederà separatamente alla verifica della linea acque e della linea fanghi. 4.1 Linea acque Si procede nel seguito ad illustrare le verifiche condotte sulla linea acque secondo la sequenza della filiera di processo. 4.1.1 Equalizzazione Non sono previsti interventi, qualora vi sia l esigenza gestionale potrebbe essere installata un ulteriore pompa di rilancio, attesi i valori a cui lavorano i sedimentatori primari e secondari. 4.1.2 Sedimentazione primaria La sezione di sedimentazione primaria come detto è costituita da N. 1 vasca a pianta circolare avente un diametro di 27,5 m. Con tale impostazione impiantistica si ha che con riferimento alla portata media sulle 24 ore, essendoci a monte una vasca di equalizzazione si ha il seguente valori del C is (carico idraulico superficiale) dove: q med = portata media in ingresso ai sedimentatori espressa in m 3 /d (13.638 mc/d) N sed è il numero dei sedimentatori; A è la superficie del sedimentatore in [m 2 ]; Nel caso in esame si ha: Csi = 0,96 mc/mqxh 0
Si rileva pertanto un rispetto del limite richiesto per il C is anche nell'ipotesi di ricircolare il fango secondario in testa alla sedimentazione primaria. Tempi di residenza idraulica e rendimenti depurativi attesi In considerazione delle dimensioni dei sedimentatori e delle portate in gioco si hanno i seguenti tempi di detenzione idraulica: Nel caso in esame si ha un tempo di residenza idraulico pari a 2,82 h. Il valore accettabile alla portata media risulta compreso nel seguente campo 2 3 h. Ad ogni buon conto anche questo valore risulta rispettato nell ipotesi di ricircolo dei fanghi secondari in sedimentazione primaria. La stazione di sedimentazione primaria risulta pertanto verificata e non necessita di interventi strutturali. I rendimenti depurativi assunti in sedimentazione primaria, in considerazione delle valutazioni fatte in precedenza e delle reali condizioni operative, saranno assunte prudenzialmente pari a: SST = 56%; BOD 5 = 23%; COD = 28%; Si trascureranno a vantaggio di sicurezza le componenti relative all'azoto e al fosforo. Conseguentemente le concentrazioni degli inquinanti all'ingresso al comparto biologico risultano le seguenti: parametro u.m. valore COD [mg/l] 568 BOD5 [mg/l] 304 SST [mg/l] 232 N-NH4+ [mg/l] 53 TKN [mg/l] 79 FOSFORO [mg/l] 12
i seguenti: e i valori dei carichi totali assunti a base della progettazione del comparto biologico saranno parametro u.m. valore COD [kg/d] 7 752 BOD5 [kg/d] 4 145 SST [kg/d] 3 158 N-NH4+ [kg/d] 718 TKN [kg/d] 1 077 FOSFORO [kg/d] 164 Il fango primario prodotto in sedimentazione primaria è stimabile pari a 4.000 KgSST/d, e ipotizzando prudenzialmente una concentrazione al 2% si ha un volume di fanghi primari da inviare alla successiva filiera di digestione pari a 200 mc/d. 2
4.1.3 Comparto biologico Il processo utilizzato sfrutta lo schema a fanghi attivi cosiddetto single sludge, ove cioè lo stesso fango agisce prima in fase anossica di pre-denitrificazione e successivamente in fase ossidativa di nitrificazione. La denitrificazione biologica dell azoto, come noto, è un fenomeno associato alla catena respiratoria di trasporto degli elettroni, dove i nitrati oppure i nitriti sono impiegati come accettori di elettroni nelle reazioni di ossido-riduzione che coinvolgono un ampia varietà di sostanze organiche oppure inorganiche che fanno da donatore di elettroni. Le fasi di verifica del reparto biologico saranno eseguite secondo l'impostazione della procedura di calcolo desunta dal Metcalf & Eddy, conseguentemente, si procederà preliminarmente ad una disamina della composizione dei substrati carboniosi, dei composti azotati, e dei solidi sospesi. Costituenti carboniosi La caratterizzazione assunta per il COD secondo le sue principali componenti è la seguente (Henze et altri 1997). ++! /"!!/ / /"!!/ /!-!# +/"!!/ 9 */ : -!+(!+ +!# +/"!!/ 9-!+(!+: */ 5
Tale caratterizzazione risulta fondamentale per definire il destino della sostanza carboniosa durante il processo depurativo. In particolare si ha che la frazione del COD non biodegradabile (nbscod) si ritrova tal quale nell'effluente; il COD non biodegradabile particolato (nbpcod) contribuisce alla produzione di fanghi e dà un contributo alla misura della concentrazione di SSV nell'acqua reflua e nella miscela liquida del processo andando a costituire il termine identificato come solidi sospesi volatili non biodegradabili (nbssv). Il COD biodegradabile solubile (rbcod) si ha che la frazione solubile rapidamente biodegradabile (rbcod) viene assimilato rapidamente dalla biomassa e ha un effetto significativo sulla velocità di riduzione dei nitrati nella zona anossica; il COD biodegradabile particolato (sbcod) prima di essere trasformato in biomassa dovrà essere solubilizzato ad opera di enzimi, e in tal senso incide il tempo di ritenzione idraulica nella vasca di ossidazione. Si considererà negli sviluppi successivi che il valore del rapporto fra bcod/bod 5 assuma il valore di 1,6, inoltre si assumeranno i seguenti valori (Metcal & Eddy): f bs f us f up = frazione di COD solubile prontamente biodegradabile (rbcod) riferita all'intera frazione biodegradabile pari a 0,24 per scarico grezzo e 0,33 per scarico sedimentato; = frazione di COD solubile non biodegradabile (nbscod) riferita al COD totale pari a 0,05 per scarico grezzo e 0,08 per scarico sedimentato; = frazione di COD particolato non biodegradabile (nbpcod) riferita al COD totale variabile da 0,13 per scarico grezzo a 0,04 per scarico sedimentato; si giunge alla seguente suddivisione della concentrazione di COD in ingresso al comparto biologico. COD (mg/l) 568 bcod (mg/l) 486 nbcod (mg/l) 82 rbcod (mg/l) sbcod (mg/l) nbscod (mg/l) nbpcod (mg/l) 160 326 45 37 '
Costituenti azotati Così come per i costituenti carboniosi di adotterà ai fini del dimensionamento la seguente classificazione dei costituenti azotati $+++! ;<!3 9;: $+!# #!(! =>.? $+"!( /"!!/ /"!!/ */ -!+(!+ Ovvero l'azoto totale (TKN) è somma dell'azoto ammoniacale, che è immediatamente disponibile ad essere incorporato nel protoplasma batterico e dell'azoto organico che viene rimosso molto più lentamente in quanto deve subire un preventivo processo di idrolisi dai batteri eterotrofici (tale conversione avverrà abbastanza rapidamente e si può ritenere virtualmente completata per età del fango superiori a 3 giorni). L'azoto organico è somma, a sua volta, di una frazione biodegradabile e una non biodegradabile, quest'ultima composta da una frazione solubile e una particolata. L'azoto organico solubile nbsao non biodegradabile passa inalterato nell'effluente, ed in genere nei reflui civili è pari a circa 2 [mg/l] ovvero, può essere assunto pari ad alcuni punti percentuali (~ 3%) del TKN dell'influente. L'azoto organico particolato non biodegradabile viene "intrappolato" nei fanghi e in condizioni stazionarie esce dal sistema attraverso la corrente di spurgo dei fanghi stessi. L'azoto totale che sarà ossidato è ottenuto dall'azoto totale influente decurtato della frazione non biodegradabile particolato e di quello solubile.,
La frazione di azoto organico presente negli SSV, ricavabile secondo la metodologia di Mecalf&Eddy è pari a: f n = 0,12 pertanto la concentrazione di azoto organico particolato che verrà allontanato tramite la corrente di spurgo sarà pari a: nbpao = 5,65 [mg/l] pertanto la concentrazione di azoto che subirà il processo di nitrificazione sarà pari TKN Ox = TKN - nbpao - sao TKN Ox = 70,92 [mg/l] Carico specifico dei solidi Per quanto riguarda il contenuto dei solidi si adotterà la seguente schematizzazione (Masotti, Metcalf & Eddy)!+ #!!+ "!( +! 1 +!/ - # +!/ # +!/
Tali schematizzazione consentirà di determinare i massimi valori di BOD 5 abbattibili in sedimentazione primaria (essendo associato al carico di solidi un corrispondente carico organico specifico) e le varie frazioni di solidi presenti nel reattore biologico che andranno a contribuire agli SST totali. 4.1.4 Calcolo della età minima del fango per il processo di nitrificazione Come noto negli impianti depurativi in cui vi è la necessità di rimuovere i composti azotati, la velocità del processo di nitrificazione condiziona la procedura di dimensionamento, dal momento che gli organismi autotrofi nitrificanti crescono con velocità inferiore a quelli eterotrofi ai quali compete la rimozione del substrato carbonioso. Il primo stadio del processo per la rimozione dell'azoto, ovvero l'ossidazione dell'ammoniaca a nitriti, risulta limitante dal punto di vista cinetico, se confrontato con il processo di ossidazione dei nitriti a nitrati, pertanto nella progettazione si è fatto riferimento alla cinetica di saturazione del processo di ossidazione dell'ammoniaca, secondo l'espressione di seguito riportata che consente di calcolare il tasso netto di crescita della biomassa nitrificante in funzione della concentrazione di azoto e ossigeno disciolto: µ µ n = Kn n, m N OD K N Ko OD + + dove si è indicato con: µ n = tasso netto di crescita dei batteri nitrificanti [d -1 ]; µ n,m = tasso massimo di crescita di batteri nitrificanti assunto pari a 0,75 [d -1 ] e a 20 C [range 0,20 0,90], e con la seguente legge di dipendenza dalla temperatura dn N = concentrazione finale di azoto ammoniacale N-NH + 4 assunto pari a 2 [mg/l] ; K n = costante di semisaturazione, ovvero la concentrazione di azoto ammoniacale in corrispondenza della quale il tasso di crescita assume un valore pari alla metà del valore massimo, assunto pari a 0,74 [mgn-nh + 4 /litro] a 20 C [range 0,50 1], e con la seguente legge di dipendenza dalla temperatura
K dn = costante di decadimento endogeno per la biomassa autotrofa assunta pari a 0,08 [d -1 ] e a 20 C [range 0,05 0,15], e con la seguente legge di dipendenza dalla temperatura OD = concentrazione di ossigeno disciolto nella biomassa (le cinetiche di nitrificazione aumentano al crescere della concentrazione di ossigeno disciolto fino a valori di questo di 3-4 mg/l) nel caso in esame si è assunta l'ipotesi di considerare un valore pari a 2 [mg/l]; K 0 = costante di semisaturazione dell'ossigeno disciolto assunto pari a 0,50 [mgo 2 /l] [range 0,40 0,60]; Nel caso avendo ipotizzato una temperatura di esercizio di 15 si ottengono i seguenti valori dei parametri cinetici del processo di nitrificazione: = 0,53 [gssv/gssv*d] = = 0,57 0,07 [gssv/gssv*d] [gssv/gssv*d] conseguentemente il valore del tasso netto di crescita della biomassa nitrificante, assumendo la costante di semisaturazione dell'ossigeno pari a 0,5 [g/mc] sarà pari a: n = 0,33 [gssv/gssv*d] Determinato il valore il tasso netto di crescita dei batteri nitrificanti n è possibile, utilizzando l'espressione che segue, ricavare il valore teorico minimo dell'età del fango SRT affinché avvenga il processo di nitrificazione nei termini imposti: SRT = Assumendo un coefficiente di sicurezza paria 1,5 si ottiene che l'età minima SRT che deve avere il fango affinché avvenga il processo di nitrificazione è la seguente: SRTmin = 4,50 [d] 1 µ n
Si tenga presente che il valore calcolato è teorico, in genere per avere un adeguato margine di sicurezza l età del fango che garantisce la nitrificazione viene assunta pari a circa 10 d. Alla luce delle determinazioni innanzi riportate si procederà a calcolare l'età massima del fango conseguibile con i volumi biologici esistenti e a confrontare tale valore con l'srtmin..
4.1.5 Calcolo della produzione di biomassa per le reazioni di ossidazione dei substrati carboniosi e azotati La previsione della produzione di fanghi P X,SSV può essere effettuata mediante un bilancio di massa nel reattore biologico che mette in conto in funzione dell'età del fango la crescita della biomassa eterotrofa, i residui provenienti dal decadimento cellulare, la biomassa autotrofa (nitrificante) e gli SSV non biodegradabili contenuti nell'influente, considerando come substrati utilizzati il bcod (frazione del COD biodegradabile) e il TKN ossidabile il tutto secondo la seguente espressione: P X,SSV = A (biomassa eterotrofa) +B (residui cellulari)+c( biomassa autotrofa)+d (SSV non biodegradabili nell'influente); ovvero in termini espliciti : dove: Q = volume giornaliero dei reflui influenti [m 3 /d]; Y = rendimento di sintesi della biomassa eterotrofa = ; K dh = costante di decadimento endogeno della biomassa eterotrofa alla temperatura di esercizio = 0,10 ; con la seguente legge di dipendenza dalla temperatura: dove: K dh,20 SRT S 0 = costante di decadimento endogeno della biomassa eterotrofa alla temperatura di 20 C assunto pari a 0,12 [d -1 ], (range 0,06 0,2); = età del fango di progetto [d]; = concentrazione di substrato in ingresso; 0
S = concentrazione di sub strato solubile nell'effluente; f d Y n K dn NO x nbssv = frazione di biomassa eterotrofa che si trova sotto forma di residui cellulari e che deriva dal processo di decadimento endogeno assunto pari a 0,15 [adim] (rangre 0,08 0,20) = rendimento di sintesi della biomassa autotrofa assunta pari a 0,12 [gssv/gn- NH4] = costante di decadimento endogeno della biomassa autotrofa, già esaminata al paragrafo precedente; = concentrazione di azoto che subirà il processo di nitrificazione; = concentrazione di sostanza organica non biodegrababile presente nell'influente. I valori di S ed NO x vengono determinati come di seguito riportato: Per determinare la concentrazione di sub strato solubile nell'effluente S si farà riferimento alla seguente espressione: ( 1+ K SRT ) Ks dh S = SRT ( µ K h dh ) 1 con : K s = costante di semisaturazione del sub strato carbonioso assunto pari a 20 [mgbcod/litro] (range 5 40 mgbcod/l); µ h = tasso massimo di crescita della biomassa eterotrofa alla temperatura T di calcolo pari a 4,3 avendo assunto µ h,20 C = 6 [d -1 ] (range 3 13,2) e la legge di dipendenza dalla temperatura la seguente: Dall'osservazione della predetta relazione risulta che la concentrazione del substrato solubile nell'effluente è una funzione unicamente del tempo di residenza cellulare e delle costanti cinetiche relative ai processi di crescita e decadimento batterico.
Per la determinazione del valore di azoto da ossidare NOx si farà riferimento alla seguente: NO x = TKN Ox - Ne - Ns ovvero la quantità di azoto NO x che verrà ossidato è dato dall'azoto totale biodegradabile TKN Ox ossidabile presente nell'influente decurtato dall'azoto totale nell'effluente Ne che è funzione dell'età del fango e dall'azoto che verrà incorporato nel tessuto cellulare Ns, ovvero quello utilizzato dai batteri eterotrofi aerobi come nutriente per la produzione di biomassa eterotrofa necessaria alla rimozione del COD. Per il calcolo del valore di Ns si farà riferimento alla seguente espressione (Passino et altri) Y (1 fus fup) Ns = COD fn (1 + (1 + Kdh SRT ) f K dh SRT ) + fup fcv dove oltre ai termini già definiti si ha: COD fcv = COD totale in ingresso; = contenuto di COD nei solidi volatili assunto pari a 1,48 mgcod/mgssv; Con le premesse innanzi dette si ottiene che l'azoto necessario al tessuto tessuto cellulare risulta pari a : Ns = 13,34 mg/l conseguentemente l'azoto cellulare che verrà ossidato è pari a NOx= 48,97 mg/l. Con le determinazioni innanzi riportate sono state calcolate le seguenti componenti con riferimento all'età a cui lavora l'impianto ottenuto con un procedimento iterattivo del tipo Newto- Rapson: A) Biomassa eterotrofa = 809 [kgssv/d]; B) Residui cellulari = 276 [kgssv/d]; C ) Biomassa autotrofa = 33 [kgssv/d]; D) SSV non biodegradabili nell'influente (nbssv)= 634 [kgssv/d] La somma dei termini A, B e C costituisce il fango biologico che indicheremo con P x,bio che risulta pertanto pari a: 2
P x,bio = 1118 [kgssv/d]; In definitiva gli SSV del reattore sono dati dalla somma della biomassa attiva, gli SSV non biodegradabili nbssv presente nell'influente (termine D nella relazione innanzi scritta) e dai residui del decadimento cellulare (che sono anch'essi nbssv). Per la produzione di fango giornaliera si fa generalmente riferimento ai solidi sospesi totali SST, comprensivi del solidi sospesi volatili e dei solidi di natura inorganica (isst) ovvero quelli che provengono dall'influente e quelli che costituiscono la biomassa. Considerando la circostanza che la biomassa è formata al 15% da composti inorganici, in termini di SST si avrà dunque: Pertanto la produzione di biomassa essendo: Q(iSST i ) = 474 [kgsst/d] sarà pari a: P X,SST = 2.422 [kgsst/d] Fissata l'età del fango è stata ricavata la produzione giornaliera di fango in termini di SSV ed SST, quindi essendo: P X,SSV = P X,bio + Q(nbSSV) il valore complessivo della massa nel reattore biologico sarà pari a: Massa totale di MLSSV = P X,SSV *SRT = 40.400 [kg] Massa totale di MLSST = P X,SST *SRT = 55.880 [kg] essendo il valore di SRT di progetto pari a 23 giorni circa. Si ricava quindi che la frazione degli SSV su SST è pari a: frazione di SSV/SST = 0,72 Quindi avendo fissato il valore della concentrazione Ca in vasca pari a 4 kg/mc si verifica il volume del reattore che garantisce l'età del fango prefissata: 5
Nel caso in esame il volume che si ottiene coincide con quello a disposizione a dimostrazione della correttezza del calcolo effettuato e delle condizioni operative adottate. Per mantenere le condizioni operative imposte, il fango secondario da estrarre, come già anticipato sarà pari a 2.425 kgsst/d, ipotizzando una concentrazione pari a 0,8% del fango del sedimentatore secondario bisognerà allontanare giornalmente il seguente volume di fango: Vf = 303 mc/d 4.1.6 Fattore di carico organico del fango Un parametro che caratterizza bene il grado di sviluppo dei microrganismi e quindi il grado di elaborazione delle sostanze nutritizie che arrivano con i liquami è il fattore di carico organico di seguito definito dalla seguente espressione F M = gbod gmlsst d per l'impianto in argomento si ha: F/M = 0,14 [gr BOD/gSSTxd]; Tipo di impianto aerazione prolungata Fattore di carico Organico F/M da 0,02 0,05 a 0,10 0,15 a basso carico da 0,2 a 0,3 a medio carico da 0,3 a 0,5 ad alto carico da 0,5 a 0,8 e oltre Come rilevabile dalla tabella allegata l'impianto può essere considerato del tipo ad aerazione prolungata. '
4.1.7 Ricircolo miscela aerata. Verifica del comparto anossico La quantità di nitrati alimentati alla vasca anossica sarà funzione del rapporto di ricircolo della miscela aerata, che a sua volta dovrà essere tale da assicurare la concentrazione desiderata di nitrati nell'effluente. Il calcolo del valore verrà determinato secondo la seguente espressione riveniente da un bilancio di materia: dove: IR = rapporto di ricircolo interno (rapporto fra portata ricircolata e portata influente); R = rapporto di ricircolo dal sedimentatore secondario assunto pari a 1; NO x N e = concentrazione di nitrati prodotti nella zona aerobica; = concentrazione di nitrati ammessi allo scarico. Nel caso in esame si che il del ricircolo della miscela aerata da assicurare deve assumere il valore di : IR = 3,10 In considerazione della portata di ricircolo assunta i nitrati da ridurre nella vasca anossica sono pari a 532 kg/d. Per la verifica del comparto anossico si procederà preliminarmente alla determinazione della frazione di biomassa eterotrofa e successivamente alla velocità specifica di denitrificazione. Considerando un equazione di bilancio del sub strato solubile all'intero reattore biologico di riferimento è possibile determinare la concentrazione di biomassa eterotrofa mediante la seguente con, oltre i simboli noti, = tempo di residenza idraulica,
Con l'utilizzo della precedente si ottiene per la concentrazione di biomassa eterotrofa il seguente valore. X = 1338[mg/l] Pertanto la frazione di biomassa eterotrofa sul totale è pari al 33%. Per la determinazione il valore della velocità specifica di denitrificazione di SDRN [gn- NO 3 /g MLSSV*d*T -1 ] si procede calcolando il valore del seguente rapporto che rappresenta un carico organico specifico relativo alla vasca anossica: tale valore risulta pari a: 0,61 [grbod/gbiomassa*d] essendo il rapporto fra rbcod su bcod pari a rbcod/bcod = 0,33 La velocità specifica di denitrificazione SDNR, riferita alla temperatura di 20 C e alla concentrazione di biomassa presente, in funzione del rapporto F/M b calcolato e per diversi valori della percentuale di rbcod, rispetto al valore complessivo di COD biodegradabile nel refluo influente (Metcalf&Eddy) può essere assunta pari a SDRN (20 C) in 0,17 [gn-no3-/grbiomassa*d] Il corrispondente valore alla temperatura di progetto risulta pari a ovvero pari a 0,15 [gn-no3-/grbiomassa*d] Tale valore corretto della relazione che lega la velocità al rapporto di ricircolo assume il valore di: SDRN C = 0,152 La portata massica potenziale di nitrati che possono essere ridotti risulta pari a NO rp = V den *SDNR*X b = 1032 kg/d la portata massica di nitrati da ridurre risulta pari a :
NO r = 531 kg/d La portata massima potenziale che può subire il processo di riduzione è maggiore della portata di nitrati che alimentano la vasca anossica con un fattore di sicurezza pari a 1,94 Pertanto il volume di denitrificazione è sufficiente a garantire le prestazioni attese. 4.1.8 Calcolo Ossigeno Nell'ipotesi di assenza di processo di denitrificazione la quantità di ossigeno da fornire per l'ossidazione della sostanza organica e azotata è data dalla seguente espressione: R O ( S0 S ) 1.42 PX, bio + 4. QNOx = Q 33 R 0 = 330 kgo 2 /h La quantità di ossigeno nella fase di predenitrificazione "fornita" attraverso la riduzione dei nitrati, è data dalla seguente espressione: Tale valore risulta pari a ; 65 kgo 2 /h Assumendo un coefficiente di punta pari a 1,20 tale valore risulta che la richiesta netta di ossigeno per il sistema sarà pari a: R O2max = 320 kgo 2 /h Il quantitativo di aria da fornire nelle condizioni operative, risultando un altezza utile di circa 6 metri, considerando un coefficiente di trasferimento dell'o2 in acqua pulita pari prudenzialmente pari a 28% risulta il seguente: Qa = 8.900 Nmc/h Risultano installate n 2+1 Soffianti KAESER con inverter da 6.250 Nmc/h, h = 7,1 m. 4.1.9 Sedimentazione secondaria Si procederà alla verifica della sedimentazione secondaria attraverso la valutazione del carico idraulico superficiale e mediante il controllo del carico dei solidi applicato definito come
CaricoSoli di = ( Q + QR ) * MLSS A dove: Q R A MLSS = portata di ricircolo fanghi; = area di sedimentazione; = concentrazione del fango in vasca di ossidazione Nel caso in esame si ha : Carico dei solidi = 2,5 kgsst/mq*h Il range di accettabilità del carico dei solidi varia da 1 5 kgsst/mq*h. Il carico idraulico superficiale risulta invece pari a Cis = 8,2 m 3 /m 2 *d Il range di accettabilità per tale valore risulta di 8 16 m 3 /m 2 *d. 4.2 Linea fanghi Si procederà nel seguito alla verifica della potenzialità della linea fanghi 4.2.1 Preispessimento Al fine di ridurre le portate volumetriche dei fanghi da inviare alla digestione l'impianto è dotato di n 1 addensatore dinamico a telo ANGRITZ. I fanghi primari e secondari inviati all'ispessimento risultano nelle seguenti quantità: SST primari = 4.020 kgsst/d; SST secondari = 2.422 kgsst/d SST totali = 4.020 + 2.422 = 6.442 kgsst/d V fango-primario = 200 mc/d con percentuale in secco al 2 % V fango-secondario = 303 mc/d con percentuale in secco al 0,8% V totale = 200 + 303 = 503 mc/d
Ipotizzando una densità relativa del fango primario pari a 1,03 e quello del fango secondario pari a 1,005, calcoliamo la densità relativa del fango misto secondo la seguente espressione: Si ha pertanto che = 1,007 ovvero C% = 1,272 % La concentrazione dei fanghi in uscita dall'ispessitore verrà considerata prudenzialmente pari al 3,0%, pertanto il volume da inviare alla successiva fase di digestione sarà pari a : V fanghi = 215 mc/d 4.2.2 Digestione anaerobica Per l'impianto in esame è prevista una stabilizzazione anaerobica del fango, un aspetto da curare particolarmente importante è rappresentato dall'uniformità dell'alimentazione del digestore. Al fine di garantire che le condizioni all'interno del reattore di digestione si mantengano sufficientemente uniformi da non comportare sbilanciamenti dei delicati equilibri delle reazioni di digestione anaerobica, il fango dovrà essere alimentato in maniera continua o con cicli di durata 30 minuti - 2 ore. Nel caso di digestore alimentato 8 ore al giorno è fondamentale che si provveda all'estrazione del fango prima dell'ingresso del nuovo fango da trattare poiché ciò garantisce un miglior grado di abbattimento della capacità patogena. I risultati hanno dimostrato che un valore minimo del tempo di residenza cellulare pari a 10 d alla temperatura di 35 C è sufficiente a garantire il mantenimento della biomassa metanigena.
all'interno del sistema e che l'incremento di efficienza di abbattimento dei solidi volatili che si ottiene per tempi di residenza cellulare superiore a 15 d risulta modesto. Considerando tali premesse la scelta è quella di considerare che il processo sia portato a termine in un singolo stadio. La quantità totale di SSV da stabilizzare rivenienti dal processo di sedimentazione primaria e secondaria è pari a : SSV totali = 4.163 kgssv/d; La trasformazione degli SSV nel fango in funzione del tempo di residenza è una funzione esponenziale decrescente esprimibile dalla seguente legge: con la costante k = 0,07 d -1 Dalla relazione innanzi scritta si ha che per ottenere una riduzione del 40% degli SV per cui un fango possa definirsi tecnicamente digerito il tempo di ritenzione da adottare deve essere pari a: TDS = 11 [d] Il volume totale del comparto di digestione che bisognerà adottare, per tener conto delle stratificazioni risulta pari a : V digestione = 4544 [ mc] Il digestore attualmente esistente ha un volume pari a 2.550 mc, pertanto insufficiente, si prevede pertanto un suo raddoppio. Nell ipotesi di un raddoppio della volumetria di digestione, il valore del carico volumetrico di fango in termini di SSV e SST risulta rispettivamente pari a : C vfssv = 0,83 [kgssv/m 3 *d] C vfsst = 1,29 [kgssv/m 3 *d] Le indicazioni dell'uida pongono che i dimensionamenti vanno effettuati avendo cura di non superre i seguenti limiti: digestore ad uno stadio senza riscaldamento C vfssv 1 kg di SSV/d 0
digestore ad uno stadio riscaldato digestore a doppio stadio con primario riscaldato C vfssv 2 kg di SSV/d C vfssv 4 kg di SSV/d ed ad ogni modo i valori di riferimento dati per il dimensionamento risultano i seguenti: digestore a basso carico (non riscaldato) digestore a medio carico (riscaldato) digestore ad alto carico (riscaldato) C vfsst = 0,2 0,5 kg di SST/d C vfsst = 0,8 1,5 kg di SST/d C vfsst = 3 8 kg di SST/d Pertanto il volume assegnato rispetta le indicazioni dell'uida. Nelle condizioni operative imposte si ha che gli SST u in uscita dal digestore risultano pari a SST u = 4.457 [kg/d] Considerando una concentrazione del fango pari al 5% in uscita dal digestore si ha il seguente volume da inviare alla stazione di disidratazione fanghi risulta pari a: V post-digestione = 90 mc/d Ipotizzando la concentrazione del secco dopo la centrifuga è pari al 20% il volume in uscita dalla disidratazione sarà pari a V fanghi_da_smaltire = 22 [mc/d] In termini di produzione specifica di SST per AE per l'impianto in argomento si ha Produzione specifica = 49,68 [gsst/ae] 4.2.3 Produzione di Biogas Da impianti similari si ricava che si producono complessivamente 0,65-0,8 mc di biogas per ogni kgssv. pertanto la produzione di biogas atteso sarà pari a: Biogas= 1634 mcbiogas/d avendo per l'impianto in argomento un carico specifico di biogas prodotto CS biogas = 18 [dmc/ab equ*d]
Considerando una percentuale di CH4 del 65%, e un suo potere calorifico inferiore PCI pari a 36.000 kj/mc in condizioni normali, si ha di conseguenza che il PCI del biogas prodotto è pari a: PCI = 36.000*0,65 = 23.400 kj/m 3. PCI = 38.000 [MJ/d] La quantità di calore necessario per riscaldare il fango, nel periodo invernale con T f = 10 C risulta pari a: Q teorica = 26.425 [MJ/d] A cui vanno sommati ulteriori 3250 MJ/d per compensare le perdite di calore attraverso le pareti del digestore. La quantità necessaria per il riscaldamento del fango, poi sarà superiore, perché bruciatore del gas, la caldaia e gli scambiatori di calore acqua calda - fango hanno tutti dei rendimenti di funzionamento minori di 1. Ipotizzando un rendimento complessivo di tutto il sistema pari a 0,85, la quantità di calore necessaria al riscaldamento del fango risulta quasi identica al PCI ottenibile dal biogas prodotto, conseguentemente si ha un equilibrio energetico. La potenzialità della caldaia dovrà essere pari a Pcaldaia = 300.000 [Kcal/h] 2
5. INTERVENTI PREVISTI A PROGETTO Sulla scorta delle determinazione delle verifiche di processo si riportano sinteticamente gli interventi previsti con il presente progetto: - Potenziamento della sezione di preispessimento fanghi mediante la costruzione di un preispessitore a picchetti; - Copertura e deodorizzazione delle sezioni del preispessitore esistente e quello di progetto, nonché del locale disidratazione fanghi; - Potenziamento della stazione di filtrazione mediante filtri a dischi; - Costruzione di un nuovo digestore anaerobico primo stadio riscaldato da 2550 mc; - Installazione di una nuova torcia biogas; - Intervento di coibentazione del locale di produzione aria; - Rifunzionalizzazione del gasometro; - Impianto di trattamento delle acque di prima pioggia raccolte sui piazzali dell impianto; - Rifunzionalizzazione della centrale termica. 5
6. QUADRO ECONOMICO DELL INTERVENTO Si riporta di seguito il quadro economico dell intervento '