COMUNITA’ MONTANA MURGIA BARESE SUD-EST Centro … · 4.1.1 Sollevamento ed accumulo acque di prima pioggia e di lavaggio piazzali ... Centro pilota per la trasformazione e depurazione

COMUNITA’ MONTANA MURGIA BARESE SUD-EST

Centro pilota per la trasformazione e depurazione del siero dell’industria casearia

Relazione di processo Impianto di depurazione

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SOMMARIO

1. PREMESSA............................................................................................................................ 2

2. DATI DI PROGETTO .............................................................................................................. 3

3. EFFICIENZA DEPURATIVA................................................................................................... 5

4. DESCRIZIONE E DIMENSIONAMENTO DELL’IMPIANTO.................................................... 5

4.1 LINEA LIQUAMI .............................................................................................................. 5

4.1.1 Sollevamento ed accumulo acque di prima pioggia e di lavaggio piazzali ................ 5

4.1.2 Accumulo acque di lavaggio ed omogeneizzazione delle portate............................. 6

4.1.3 Stazione di sollevamento acque omogeneizzate...................................................... 7

4.1.4 Correzione pH.......................................................................................................... 7

4.1.5 Grigliatura ................................................................................................................ 8

4.1.6 trattamento biologico................................................................................................ 8

4.1.7 Trattamento biologico .............................................................................................. 9

4.1.7.1 Ossidazione biologica e nitrificazione................................................................. 10

4.1.7.2 Il fabbisogno di ossigeno.................................................................................... 13

4.1.7.3 Ricircolo fanghi .................................................................................................. 15

4.1.7.4 Sedimentazione finale........................................................................................ 15

4.1.7.5 Fango di supero................................................................................................. 16

4.2 LINEA FANGHI ............................................................................................................. 17

4.2.1 Pre - Ispessimento dinamico.................................................................................. 17

4.2.2 Stabilizzazione aerobica ........................................................................................ 18

4.2.3 Post - Ispessimento statico .................................................................................... 21

4.2.4 Disidratazione meccanica ...................................................................................... 22




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1. PREMESSA

Le acque reflue provenienti dai processi di lavorazione e dai quotidiani lavaggi dell’impianto di trattamento del siero di latte presentano un carico organico elevato che, se scaricato tal quale in fognatura, è causa d’inquinamento ambientale.

I reflui prodotti, quindi, non possono in alcun modo essere scaricati in acque superficiali e/o in pubblica fognatura, ma devono essere condotti ad un adeguato sistema di depurazione.

Nei paragrafi che seguono sono illustrati i criteri di dimensionamento di un impianto biologico di depurazione per il trattamento sia delle acque di lavaggio che del permeato dell’impianto di trattamento del siero proposto.

Si evidenzia che il dimensionamento del depuratore è stato pure svolto tenendo presente che il siero non è l’unico sottoprodotto della lavorazione casearia: oltre ai reflui dell’impianto di trattamento del siero, al trattamento biologico possono essere sottoposte anche le acque reflue prodotte dai quotidiani lavaggi delle attrezzature per la produzione dei caseifici e che perciò contengono i residui della lavorazione (latte, latticello oltre che siero).

Tale aspetto è stato considerato per consentire alle aziende casearie non dotate di un proprio impianto di depurazione, di conferire le acque di lavaggio all’impianto di depurazione che si intende realizzare non potendo scaricarle tal quali in fognatura dal momento che costituirebbero dei veri e propri scarichi anomali.




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2. DATI DI PROGETTO

Di seguito si riportano le portate e le concentrazioni di B.O.D.e C.O.D che si riscontrano nelle acque di lavaggio e in quelle provenienti dai processi di lavorazione tipiche delle utenze di cui si compone l’impianto di trattamento del siero che si intende realizzare:

Reflui

l/d COD mg/l

COD kg/d

BOD mg/l

BOD kg/d

ACQUE DI LAVAGGIO DELL’IMPIANTO DEL SIERO

124.000 9.900,0 1.227,6 5.500,0 682,0

ACQUE PROVENIENTI DAI PROCESSI DI LAVORAZIONE DEL SIERO

476.000 5.400,0 2.570,4 3.000,0 1.428,0

Totale 600.000 6.330 3.798 3.516,7 2.110

Nella tabella che segue, invece, sono riportati i valori tipici dei volumi d’acqua e delle concentrazioni di B.O.D.e C.O.D che si possono riscontrare nelle acque di lavaggio di un caseificio (escluse le acque di raffreddamento estivo del latte):

Valori ottenuti in caseifici

Massimo Medio Minimo Consumi idrici (mc/g/q.le latte lavorato)

0,30 0,18 0,12

Conc. Refluo (mg/l COD) 3000 1500 700

Conc. Refluo (mg/l BOD) 1400 800 450

Per individuare il carico totale di solidi sospesi, azoto e fosforo sono stati invece utilizzati i valori tipici di concentrazione riscontrati in acque di lavaggio e in acque provenienti da processi di lavorazione simili:

CARICO INQUINANTE mg/l

Materiali in sospensione

Acque di lavaggio 900

Acque provenienti dai processi di lavorazione 0

Azoto totale Kjeldhal



Azoto nitrico + azoto nitroso



Fosforo






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Nell’ipotesi di trattare, insieme ai reflui dell’impianto di trattamento del siero, una portata giornaliera di circa 400 m3 d’acqua di lavaggio dei caseifici, l’impianto di depurazione dimensionato nella presente relazione dovrà trattare una portata complessiva di 1.000 m3/d.

Il carico inquinante medio dei reflui da trattare con il depuratore in progetto sarà pertanto caratterizzato come segue:

INQUINANTE g/m3 kg/d

Carico organico – BOD

Acque di lavaggio dei caseifici 800,00 320,00 Acque di lavaggio impianto del siero 5.500,00 682,00 Acque provenienti dai processi di lavorazione 3.000,00 1.428,00 BOD 2.430,00 2.430,00

Carico organico – COD

Acque di lavaggio dei caseifici 1.500,00 600,00 Acque di lavaggio impianto del siero 9.900,00 1227,60 Acque provenienti dai processi di lavorazione 5.400,00 2.570,40 COD 4.398,00 4.398,00

Materiali in sospensione

Acque di lavaggio 1.314,80 1.314,80 Acque provenienti dai processi di lavorazione 0 0 SST 1.314,80 1.314,80

Azoto totale Kjeldhal Acque di lavaggio 100 50,60

Acque provenienti dai processi di lavorazione 150 71,40 TKN 123,80 123,80

Azoto ammoniacale Acque di lavaggio 100 52,40 Acque provenienti dai processi di lavorazione 150 71,40

N-NH4+ 123,80 123,80

Azoto nitrico + azoto nitroso Acque di lavaggio 25 13,10 Acque provenienti dai processi di lavorazione 0 0 N-NO3

- 13,10 13,10

Fosforo Acque di lavaggio 35 18,34 Acque provenienti dai processi di lavorazione 25 11,90 Ptot 30,24 30,24




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3. EFFICIENZA DEPURATIVA

Le caratteristiche dell’effluente dell’impianto di depurazione saranno conformi ai valori limiti di cui alla Tabella 3 dell’allegato 5 del D.L. 152/99 riferita allo scarico in fognatura ed in particolare:

Valori limiti di emissione in fognatura

PARAMETRI Unità di misura

Scarico in rete fognaria (*)

pH - 5,5 ÷ 9,5

Solidi sospesi totali mg/l �200

BOD5 mg/l �250

COD mg/l �500

Fosforo totale mg/l �10

Azoto ammoniacale mg/l �30

Azoto nitrico mg/l �30

(*) I limiti per lo scarico in rete fognaria sono obbligati in assenza di limiti stabiliti dall'autorità competente ai sensi dell'articolo 33, comma 1 del presente decreto o in mancanza di un impianto finale di trattamento in grado di rispettare i limiti di emissione dello scarico finale. Limiti diversi devono essere resi conformi a quanto indicato alla nota 2 della tabella 5 relativa a sostanze pericolose.

I fanghi rivenienti dal trattamento risulteranno stabili e palabili e non daranno luogo allo sviluppo di cattivi odori e pertanto potranno essere smaltiti in discariche autorizzate o in impianti di compostaggio qualora presentino le caratteristiche richieste.

4. DESCRIZIONE E DIMENSIONAMENTO DELL’IMPIANTO

4.1 Linea liquami

Per quanto precedentemente illustrato, l’impianto tratterà le acque provenienti dai processi di lavorazione dell’impianto di trattamento del siero, le sue acque di lavaggio e quelle di lavaggio dei caseifici. A queste acque è necessario aggiungere quelle di lavaggio dei piazzali e di prima pioggia, mentre gli scarichi igienico-sanitari saranno conferiti in pubblica fognatura.

4.1.1 SOLLEVAMENTO ED ACCUMULO ACQUE DI PRIMA PIOGGIA E DI LAVAGGIO PIAZZALI

L’esigenza di trattamento delle acque di lavaggio dei piazzali e di quelle di prima pioggia, nasce dall’eventualità che parte dei reflui prodotti dai trattamenti caseari possano versarsi sui piazzali durante le operazioni per il loro conferimento all’impianto dalle autocisterne.

Le acque, raccolte nei piazzali a causa del loro lavaggio o in seguito ad eventi di pioggia, potranno essere conferite, attraverso opportune caditoie, in un pozzetto di raccolta dimensionato in modo che le prime acque in arrivo, e quindi le più inquinate, sfiorino in una stazione di sollevamento (volume = 35 m3) collegata all’impianto di depurazione. Di qui, attraverso n. 2 pompe (1 + 1 di riserva) l’acqua accumulata sarà sollevata alla vasca di raccolta ed equalizzazione acque di




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lavaggio dei caseifici, che si prevede di realizzare in testa all’impianto di depurazione, per il loro trattamento.

Le acque in eccesso a quelle di prima pioggia saranno confluite in una prima vasca di accumulo (volume = 106 m3) in cui saranno raccolte le acque per l’impianto antincendio. Le portate ulteriormente in eccesso sfioreranno in una seconda vasca di raccolta (volume = 150 m3) per essere utilizzate come acque di servizio necessarie alla pulizia dei piazzali, all’impianto di depurazione e all’irrigazione.

A causa del ruolo fondamentale investito da entrambe queste vasche di accumulo (V.V.F.F. e acque di servizio) si dovrà provvedere a mantenerle sempre piene addizionando, se necessario, acqua potabile.

4.1.2 ACCUMULO ACQUE DI LAVAGGIO ED OMOGENEIZZAZIONE DELLE PORTATE

Si prevede la realizzazione di una fase di accumulo delle acque di lavaggio e di una successiva fase di omogeneizzazione con le acque di trattamento del siero, con lo scopo di evitare che, variazioni concomitanti di portata e concentrazioni, portino a conseguenti elevate variazioni di «carico di massa» (dato dal prodotto delle due grandezze).

Le variazioni di portata e di carico inquinante, infatti, assumono un significato economico e funzionale particolarmente importante in quanto:

- le varie fasi di depurazione devono essere dimensionate sui valori delle punte di carico;

- punte improvvise di carico possono comportare gravi conseguenze negative sull’efficienza di depurazione particolarmente in processi di depurazione biologici nei quali i microrganismi malamente si adattano a brusche variazioni ambientali.

Risulta pertanto evidente l’opportunità di prevedere un volume di accumulo per l’equalizzazione delle acque conferite dai caseifici, dei dreni dell’impianto e delle acque di prima pioggia, dal quale prelevare una portata oraria costante durante l’arco di un’intera giornata. Tale portata sarà quindi unita, in una vasca di omogeneizzazione, a quella che in 24 ore viene prodotta dall’impianto di trattamento del siero.

Dalla vasca di omogeneizzazione sarà possibile sollevare una portata media oraria costante caratterizzata da un carico inquinante omogeneo.

Il dimensionamento del volume di accumulo giornaliero delle acque di lavaggio dei caseifici è stato effettuato nell’ipotesi che nell’arco di 8 ore il volume d’acqua totale conferito all’impianto di depurazione sia di 400 m3.

Da tale volume deve essere possibile prelevare in 24 ore una portata costante di: h/d 24

/dm 400 3

= 16,7

m3/h.

Il volume di accumulo giornaliero delle acque di lavaggio (VAL) sarà quindi pari a:

VAL = 400 m3 – (16,7 m3/h � 8 h) = 300 m3 in cui i reflui saranno continuamente mescolati da n.2 miscelatori sommersi.

I 16,7 m3/h di acqua di lavaggio dei caseifici, insieme alla portata oraria di acqua derivante dal trattamento del siero (pari a 600 m3/d / 24 h/d = 25 m3/h), confluiranno poi in una vasca di miscelazione per l’omogeneizzazione delle portate.




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Per il sollevamento delle acque equalizzate nella vasca di omogeneizzazione si prevede l’installazione di n.2 pompe (1 + 1 di riserva) da 20 m3/h asservite ad inverter che adeguerà la portata in base ai dati rilevati dal misuratore di portata installato sulla mandata delle pompe.

La vasca di omogeneizzazione è stata dimensionata per consentire l’accumulo dell’intera portata per almeno 12 ore al giorno. Pertanto, la vasca deve avere volume almeno pari a:

(16,7 + 25) m3/h � 12 h/d = 500,4 m3.

Si adotta una vasca di omogeneizzazione di volume pari a 500 m3 la cui azione sarà coadiuvata dall’installazione di n. 2 miscelatori sommersi.

In caso di mancato conferimento dei reflui di lavaggio dei caseifici, il tempo di detenzione della portata di trattamento del siero nel volume di omogeneizzazione sarà di:

/hm 25m 5003

3

= 20 ore durante le quali comunque si consentirà alla portata di trarre vantaggio degli

effetti dell’omogeneizzazione.

L’impianto sarà quindi dimensionato sui valori medi sia della portata che dei carichi inquinanti individuati nell’ipotesi di considerare costante il conferimento quotidiano della portata aggiuntiva dei reflui di lavaggio dei caseifici.

L’impianto così dimensionato sarà sicuramente in grado di trattare le sole acque derivanti dall’impianto di trattamento del siero.

4.1.3 STAZIONE DI SOLLEVAMENTO ACQUE OMOGENEIZZATE

In caso di trattamento delle sole acque provenienti dall’impianto di trattamento del siero, dalla vasca di omogeneizzazione sarà sollevata una portata costante di 25 m3/h (600 m3/d / 24 h/d = 25m3/h); qualora a queste si aggiungano i reflui di lavaggio dei caseifici, alla depurazione biologica sarà inviata una portata oraria costante pari a 42 m3/h (1000 m3/d / 24 h/d = 41,7 m3/h).

Si prevede pertanto l’installazione di n.3 pompe (2 + 1 di riserva) da 25 m3/h asservite ad inverter per il sollevamento delle acque omogeneizzate alle successive fasi di trattamento. L’inverter adeguerà la portata in base ai dati rilevati dal misuratore di portata installato sulla mandata delle pompe.

4.1.4 CORREZIONE PH

Il valore del pH delle acque ha un’importanza fondamentale nell’influire sui processi biologici e sulle reazioni chimiche. Negli impianti di depurazione biologica il pH deve essere compreso tra 6,5 e 8,5, e in questo campo le variazioni nel tempo debbono essere molto graduali per non interferire in modo molto dannoso sull’andamento dei fenomeni depurativi.

A causa dell’acidità che caratterizza le acque di lavaggio dei caseifici pugliesi, il pH delle acque da depurare potrebbe assumere valori bassi e pertanto limitanti dei processi biologici di abbattimento della sostanza organica ed incompatibili con i limiti imposti dalla normativa (pH = 5,5 ÷ 9,5).

Il pH dei reflui in ingresso ed in uscita dalla vasca di equalizzazione sarà perciò monitorato mediante pHmetro e, sulla base dei valori rilevati, sarà predisposto il dosaggio di soda caustica direttamente in vasca di equalizzazione mediante pompa dosatrice. In particolare, il dosaggio della soda avverrà per valori fissati come minimi di pH in ingresso alla vasca di accumulo delle acque di lavaggio dei caseifici e valori fissati come massimi in uscita dalla vasca di omogeneizzazione e sarà dosato dalle pompe proporzionalmente alle unità di pH da aumentare.




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Si prevede l’utilizzo di soda caustica (NaOH) in soluzione al 30% P/P, con peso specifico di circa 1,3 g/ml.

L’omogeneizzazione cui saranno sottoposti i reflui prima del trattamento di rimozione biologica, eviterà la brusca variazione di pH in vasca di ossidazione scongiurando il pericolo di inibizione del processo.

4.1.5 GRIGLIATURA

L’eventualità di trattamento di una piccola aliquota di acque di lavaggio dei piazzali o di prima pioggia comporta l’esigenza di prevedere una fase di grigliatura per consentire il trattenimento di materiali grossolani trasportati.

Si prevede l’installazione di una griglia rotativa con spaziatura tra le barre di 2.50 mm: il refluo da trattare, drenando attraverso la superficie filtrante costituita da un tamburo in lenta rotazione, lascia su di essa le sostanze in sospensione con dimensioni superiori alla luce di passaggio. Una lama raschiante provvederà al successivo allontanamento del materiale grigliato per il suo smaltimento insieme ai fanghi della depurazione. Le acque, dopo l’attraversamento del filtro, saranno convogliate in una vasca sottostante di raccolta per il collegamento agli stadi depurativi successivi.

4.1.6 TRATTAMENTO BIOLOGICO

Analizziamo ora gli altri parametri maggiormente in uso:

SVI : consente di stimare le caratteristiche di sedimentabilità dei fanghi; indica il volume occupato da un grammo di fango dopo 30’ di sedimentazione in cono Imhoff.

Si considerano accettabili valori che vanno da 70 a 150 cc/g (bibl. (18); Fantei, Struggia, Soprani).

Dipende da molti fattori quali il carico del fango, il tipo di substrato e la presenza di batteri filamentosi.

SSED : è il volume occupato da un campione di fango attivo dopo sedimentazione statica in cono Imhoff per 30 minuti [ml/l]; è utilizzato soprattutto negli impianti di depurazione di piccole dimensioni. Rappresenta anche il primo passo per la determinazione dell’SVI.

OD : l’ossigeno disciolto è un parametro chiave per il buon funzionamento dell’impianto biologico. Ovviamente la presenza di ossigeno è fondamentale per il buon svolgimento di qualsiasi processo aerobico. Il monitoraggio frequente del valore di OD in vasca consente all’operatore di rilevare differenze sostanziali nella richiesta biologica di ossigeno; valori più bassi potrebbero indicare un aumento del carico in ingresso, mentre valori più elevati fanno pensare all’arrivo di un composto tossico o ad una forte diminuzione del carico. E’ da precisare che la misura dell’OD è misurata rispetto al mezzo liquido, mentre sicuramente è diversa la situazione all’interno del fiocco di fango.

La misura dei solidi sospesi totali della miscela liquida ( MLSS ) o dei solidi sospesi volatili ( MLVSS ) rappresenta il tentativo più semplice di quantificazione della massa vivente attiva che opera sul fiocco. Nonostante queste misurazioni non diano informazioni circa le caratteristiche fisiche di sedimentabilità e bioflocculazione, o biologiche, la velocità di respirazione e di rimozione del substrato, tuttavia questi parametri sono molto importanti relativamente alla stima della quantità di biomassa.

Il rapporto MLVSS/MLSS è indice della presenza di biomassa, o di sostanza organica, rispetto ad una frazione che può contenere molti inerti. Valori uguali a 0.7-0.8 indicano fango attivo, mentre per fango digerito o attivo a basso carico (FC) si possono avere valori di 0.5-0.6; un fango condizionato con calce o proveniente da un controlavaggio può assumere valori uguali a 0.3-0.4.




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ORP : è il potenziale di ossido-riduzione; benché non possa essere considerato un parametro di controllo vero e proprio, fornisce una tendenza sullo stato di ossido-riduzione del sistema, e relativamente alla rimozione delle sostanze azotate consente di avere utili informazioni sul rapporto delle specie azotate, azoto nitrico e ammoniacale (bibl. (12), Comolli).

4.1.7 TRATTAMENTO BIOLOGICO

I reflui, privi della maggior parte delle sostanze sedimentabili ma carichi ancora di sostanze organiche disciolte e colloidali, sono inviati alla fase ossidativa ove avvengono trattamenti di aerazione intensa artificiale.

Nell’ambiente ricco di ossigeno del comparto di aerazione si instaurano complessi processi fisici e biologici ad opera di microrganismi precostituiti presenti in vasca in concentrazione elevatissima ed associati in «colonie» a costituire «fiocchi di fango», cioè piccole masse gelatinose che bloccano i solidi colloidali non sedimentabili per effetto di fenomeni fisici di adsorbimento.

In particolare, l’ossigeno fornito artificialmente nella vasca di ossidazione biologica (detta perciò anche di aerazione), crea le condizioni ottimali per il metabolismo microbico, inteso come complesso di trasformazioni operate dai microrganismi nei loro processi assimilatavi e riproduttivi, e che comporta produzione di sostanza vivente a partire da sostanze organiche inerti, utilizzando energia esterna o energia ottenuta con processi ossidativi delle sostanze organiche presenti nei liquami; si intende anche quel complesso di trasformazioni che comporta una degradazione delle sostanze di accumulo nel protoplasma dei microrganismi, e dei microrganismi stessi, in sostanze organiche più semplici, con eliminazione dei prodotti finali (acqua, anidride carbonica, azoto, ecc.).

I microrganismi, in particolare, utilizzano per il loro sviluppo parte delle sostanze organiche solubili presenti nei liquami, trasformandole in sostanza vivente e rendendole così sedimentabili, e contemporaneamente procedono all’elaborazione dei solidi colloidali inglobati nella massa fioccosa, previa solubilizzazione con particolari enzimi extracellulari.

Ne risulta un netto incremento nel numero dei microrganismi, e i fiocchi in cui sono agglomerati, passando il liquame nella successiva fase di sedimentazione, sedimentano sul fondo di apposite vasche, mentre il liquame purificato sfiora dai canali di raccolta.

Fondamentale risultato del trattamento biologico è perciò quello di rendere sedimentabili sostanze organiche prima disciolte e colloidali che, altrimenti, non potrebbero essere bloccate ed allontanate dalla fase liquida.

Si evidenzia pure che, nella fase di sintesi, azoto e fosforo sono elementi indispensabili per la crescita e la moltiplicazione delle cellule batteriche, per cui essi possono essere assimilati in percentuali considerevoli. Pertanto, in impianti biologici in cui la fase di sintesi sia prevalente, si possono ottenere sostanziali rimozioni di azoto e di fosforo per assimilazione.

Laddove, nel nostro caso, i quantitativi residui di azoto e/o fosforo nel refluo, rispetto a quelli necessari per la fase di sintesi, superino i limiti imposti dalla normativa per lo scarico in fognatura, sarà necessario provvedere alla loro rimozione.

I processi attualmente più utilizzati a tal scopo prevedono una nitrificazione e successiva denitrificazione controllate, entrambe per via biologica. Mediante nitrificazione, l’ammoniaca ed i composti organici ammoniacali, sono convertiti in nitrati tramite l’azione congiunta di due gruppi di batteri specializzati nitrificanti (Nitrosomonas e Nitrobacter), di tipo autotrofo e strettamente aerobi che operano sequenzialmente: i primi ossidano l’ammoniaca a nitriti, gli altri ossidano i nitriti a nitrati.




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Nel caso in cui i nitrati formatisi per ossidazione dei composti ammoniacali risultino nel refluo in quantità superiore a quella consentita dalla normativa per lo scarico in fognatura, è necessario provvedere alla loro rimozione mediante processo di denitrificazione.

I nitrati presenti nel refluo costituiscono una riserva di ossigeno, per cui, ponendo la miscela di fango attivo senza sufficiente aerazione, i batteri soddisfano la richiesta di ossigeno della frazione carboniosa del BOD attingendo ossigeno dalla molecola dei nitrati. L’assorbimento di ossigeno dai nitrati si sviluppa secondo un processo di denitrificazione nel senso che la reazione riduttiva operata dai batteri determina la formazione di azoto che tende ad allontanarsi come gas dal mezzo liquido.

Nel sedimentatore secondario invece avviene la separazione tra acqua chiarificata e fango biologico che viene poi rimandato nel reattore attraverso il ricircolo.

4.1.7.1 Ossidazione biologica e nitrificazione

Lo sviluppo dei processi di assimilazione e di degradazione della sostanza organica ad opera dei microrganismi avviene a spese di ossigeno fornito immettendo aria nella massa liquida con opportuni macchinari.

Poiché in tale comparto avviene principalmente la rimozione del BOD, per il dimensionamento si utilizza la seguente formula:

Vox[m³] = 24 * Qm * BODi / (Fc * MLSS)

in cui il parametro utilizzato è l’ Fc, fattore di carico organico cioè il carico di sostanza organica biodegradabile (espresso in Kg BOD5) che viene applicata al giorno alla massa di Solidi Sospesi Totali ( espressi in Kg) presente nella vasca di aerazione ( i solidi sospesi sono utilizzati in via semplificativa al posto della massa di microrganismi presente nella vasca di areazione, poichè quest'ultima è di difficile valutazione).

Fissato il valore del fattore di carico è sufficiente conoscere la portata affluita all’impianto (Q), il BOD in ingresso all’impianto, e la misura dei solidi sospesi della miscela liquida (MLSS) per ottenere il volume cercato.

Se FC superiore a 0,5 (kg BOD5/giorno)/kgMLSS allora ci troviamo di fronte ad una situazione di alto carico (bibl. (18); Fantei, Struggia, Soprani), viene prodotta una notevole quantità di fanghi da smaltire, l’effluente finale è opalescente con un BOD5 residuo elevato, infatti si riesce a biodegradare solo il 75-80% del BOD5 solubile.

In una situazione di medio carico invece il carico del fango è compreso tra 0,15 e 0,5, l'effluente è più pulito del precedente , si ha una minore produzione di fango e la concentrazione di MLSS è più elevata rispetto al caso precedente; infine il rendimento depurativo riesce a raggiungere il 90% del BOD5 solubile.

Con valori di FC tra 0.05 e 0.15 viene prodotto poco fango e si arriva ad avere rendimenti depurativi del 95%; l'effluente avrà un BOD5 solubile molto basso, ma alto contenuto di solidi sospesi e la produzione del fango è praticamente inesistente.

Più in particolare se è presente alto carico si osserva nella vasca di aerazione la crescita di batteri dispersi, attività e velocità di crescita sono massime, e c’è la presenza di cellule giovani, leggere che tendono a rimanere in sospensione. Diminuendo il carico del fango c’è l’aumento dell’età del fango ed il fiocco si addensa permettendo una buona sedimentabilità. Se invece il carico è troppo basso aumenta la respirazione endogena e si può avere la disgregazione del fiocco.




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Pertanto si è ritenuto opportuno dimensionare l’impianto con fattore di carico organico non superiore a 0,3 (kg BOD5/giorno)/kgMLSS.

Il volume utile di areazione è stato stabilito nell'ipotesi che la concentrazione di biomassa in vasca fosse di 3,5 Kg SS/m3, e fissando un fattore di carico organico medio di circa 0,26 kgBOD/kg SS�d; dovendo assicurare un refluo trattato allo scarico con BOD5 non superiore a 250 mg/l, il BOD5 che sarà necessario rimuovere è pari a �BODi = 2.430 – 250 = 2.180 mg/l = 2,180 kg/m3

Vox[m³] = 1.000 m3/d × 2,18 kg BOD/m3 / (0,261 kg BOD/ kg SS × 3,5 kg SS/m3) = 2.380,50 m3.

Il trattamento biologico dimensionato consente di ottenere, simultaneamente all'abbattimento del carico organico, la nitrificazione del TKN, (TOTALE KJELDAHL NITROGEN: azoto totale misurato con il metodo Kjeldahl, esprime l'azoto ammoniacale più l'azoto organico) per le condizioni più sfavorevoli, e cioè alla temperatura minima invernale dei liquami. La quantità di biomassa presente nella vasca di areazione è stata verificata per le condizioni risultate più restrittive e corrispondenti alla necessità di ottenere il richiesto livello di nitrificazione alla temperatura minima stimata di 18°C.

Importante per quantificare i processi di degradazione dell'ammoniaca a nitrati negli impianti di depurazione è la conoscenza della velocità di nitrificazione. Questa è definita secondo la cinetica di Monod espressa in g TKN/(kg SSN d) con l'espressione :

vnitr,T = vnitr,20 × (TKNe/(KTKN + TKNe)) × (O.D./KO + O.D.)) × �(Tmin - 20)

dove:

vnitr,T = velocità di nitrificazione nelle reali condizioni operative ( T(°C), pH, OD, TKN).

vnitr,20 = velocità di rimozione di riferimento a 20°C, [gTKN / kgSSN /d]

TKNe = concentrazione minima di azoto ammoniacale in vasca pari al valore in uscita [mg TKN /l]

KTKN = costante di semisaturazione dell’azoto [mg TKN/l];

KO = costante di semisaturazione dell’ossigeno [mg O/l];

O.D. = concentrazione di ossigeno disciolto nel volume liquido [mg O/l]

� = coefficiente di correzione relativo alla temperatura, pari a 1,12 per i processi di nitrificazione.

La frazione f di batteri nitrificanti sulla biomassa totale viene calcolata attraverso la nota formula:

f =

in cui:

BODin e BODout rappresentano le concentrazioni di BOD rispettivamente in ingesso e in uscita dalla fase biologica: BODin = 2.430 mg/l e BODout = 250 mg/l.

TKNin e TKNout rappresentano le concentrazioni di azoto ammoniacale in ingresso e in uscita dalla fase biologica.

Y/Yn è il rapporto tra le costanti di crescita dei batteri eterotrofi e di quelli autotrofi nitrificanti. Viene assunto pari a 3,7.

Dai calcoli di processo effettuati in fase di progettazione dell’impianto, si è verificato che il volume di ossidazione calcolato (2.380,50 m3) consente di ottenere una concentrazione di azoto ammoniacale in uscita pari a 0,15 mg/l con un coefficiente di sicurezza uguale a circa 1,7.

Infatti, per TKNout pari a 0,15 mg/l, f assume valore pari a 0,015 kg SSN/kg SS, ciò significa che solo l’1,5% della biomassa presente in aerazione è costituita da batteri nitrificanti.




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La velocità di nitrificazione nelle reali condizioni operative diventa pari a:

vnitr,T = 200,89 g TKN / (kg SSN d)

ed esprime per definizione il rapporto tra i g di TKN ossidati al giorno e la biomassa nitrificante presente.

La quantità di azoto ammoniacale Nox che deve essere nitrificata è costituita da quella alimentata alla fase biologica (123,80 mg/l) diminuita di quella che viene allontanata con lo scarico (stimata in 0,15 mg/l) e di quella utilizzata dai batteri eterotrofi per i propri fabbisogni (Nsint). Quest’ultima può essere assunta pari al 5% del BOD rimosso in aerazione. Risulta pertanto:

Nox = 123,80 kg N/d – 0,15 kg N/d – 0,05 kg N/kg BOD × (2.430 – 250) kg BOD/d = 14,65 kg N/d

La velocità di nitrificazione vnitr,T è correlata al quantitativo orario di azoto da nitrificare Qnitr (e alla frazione di microrganismi nitrificati (xnitr) secondo la relazione:

vnitr = Nox / xnitr

e xnitr = 14,65 kg N/d / 200,89 × 103 kg TKN / (kg SSN d) = 72,95 kg SSN

ciò implica che per ottenere una concentrazione di azoto ammoniacale in uscita pari a 0,15 mg/l la biomassa complessivamente presente in aerazione non deve essere inferiore a:

Xmin = xnitr / f = 4.863,43 kg SS

Poiché per una concentrazione Ca in vasca di aerazione pari a 3,5 kg SS/m3 e biomassa pari a Xmin è necessario un volume Vmin = Xmin / Ca = 4.863,43kgSS / 3,5 kg SS/m3 = 1.389,55 m3.

Il volume adottato per il comparto di ossidazione/nitrificazione consente pertanto di poter contare su di un coefficiente di sicurezza pari a: 2.380,50/1.389,55 = 1,71, indispensabile dal momento che l’efficienza di trattamento dei processi biologici risente notevolmente delle condizioni ambientali (temperatura, pH, ossigeno, ecc.) e poiché dei solidi sospesi presenti nella vasca di aerazione solo una parte è realmente “attiva”.

Le quantità di azoto e fosforo rimosse per assimilazione nella fase di sintesi delle cellule batteriche possono essere stimate rispettivamente in ragione del 5% e dell’1% del quantitativo di BOD rimosso:

�TKN = 0,05 ��BOD = 0,05 kgTKN/kgBOD � 2180 kgBOD/d = 109 kgTKN/d

�P = 0,01 ��BOD = 0,01 kgP/kgBOD � 2180 kgBOD/d = 21,80 kgP/d

L’azoto organico ed ammoniacale non utilizzato dai processi di sintesi è quindi pari a:

(123,8 – 109) kgTKN/d = 14,8 kgTKN/d

che corrisponde ad una concentrazione di: 14,8 kgTKN/d�1000 gTKN/kgTKN / 1000 m3/d = 14,8 mgTKN/l

Per raggiungere la concentrazione di azoto di 0,15 mg/l prevista allo scarico (di gran lunga inferiore al valore limite di 30 mg/l imposto dalla normativa per lo scarico in fognatura), saranno nitrificati 14,65 mg/l di azoto.

Tale processo comporterà la formazione di 14,65 mg/l di nitrati (corrispondenti a 14,65 g/m3 � 1000gTKN/kgTKN / 1000 m3/d = 14,65 kg/d) che si aggiungeranno a quelli già presenti nel refluo influente all’impianto e che complessivamente saranno in quantità pari a (14,65 + 13,1) kg/d = 27,75 kg/d equivalenti a 27,75 mg/l, concentrazione inferiore a quella massima prevista dalla normativa per lo scarico in fognatura, motivo per cui non è necessaria la fase di denitrificazione per la riduzione ad azoto gassoso dei nitrati.




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Ad ogni modo, per tutelare lo scarico da un eventuale eccesso di nitrati, si prevede la possibilità di bloccare l’insufflazione d’aria nella prima porzione di vasca di aerazione in cui saranno comunque installati dei mixer sommersi. Ciò allo scopo di poter determinare, all’occorrenza, condizioni anossiche per lo sviluppo di processi di denitrificazione controllata in grado di abbattere i nitrati in eccesso.

4.1.7.2 Il fabbisogno di ossigeno

Per stimare la quantità di ossigeno che occorre fornire per l’efficiente sviluppo delle reazioni biologiche è necessario tener conto della dualità delle fonti di assorbimento di ossigeno nei processi di ossidazione biologica, rappresentate dalle reazioni di sintesi e da quelle di respirazione endogena.

A ciò si aggiunge che, in particolare negli impianti di depurazione a basso carico, a causa dei lunghi tempi di detenzione, accanto alla fase di costruzione per sintesi,, si manifesta la fase di degradazione o autodistruzione dei microrganismi, nella fase di respirazione endogena. Questa demolizione avviene pure con richieste di energia e utilizza ossigeno fornito dall’ambiente esterno.

Sulla base delle suddette considerazioni, il fabbisogno complessivo “�O2” di ossigeno è stato calcolato attraverso la seguente relazione:

�O2 = p � (a �BOD5 + c Nox) + b X

in cui:

p = coefficiente di punta = 1,4

a = coefficiente di ossidazione per sintesi (kg di O2 / kg di BOD5 abbattuto) = 0,5 kg O2/kg BOD5

�BOD5 = BOD5 abbattuto nel sistema = 2180 kg BOD5/d

c = ossigeno assorbito per trasformare l’ammoniaca in nitrati (kg di O2 / kg di NH4 da nitrificare) = 4,57 kgO2/kgTKN

Nox = ammoniaca abbattuta nel sistema = 14,65 kgTKN/d

b = coefficiente di assorbimento di ossigeno per respirazione endogena (kg di O2 / kg SS × d) = 0,1 d–1

X = massa complessiva di microrganismi presenti nel sistema (kg SS) = 5400 m3 � 4,5 kg SS/ m3 = 8.331,75 kg SS.

�O2 = 1,4 � [0,5 (kgO2/kgBOD5) � 2180 (kgBOD5/d) + 4,57 (kgO2/kgTKN) � 14,65 (kgTKN/d)] + + 0,1 (d–1) � 8331,75 kgSS = 2.452,94 kgO2/d = 102,21 kgO2/h.

Per la rimozione del substrato organico e l’ossidazione dell’ammoniaca deve essere assicurata in vasca una concentrazione di ossigeno disciolto non inferiore a 2 mg/l. Si prevede un sistema di aerazione del tipo ad insufflazione a mezzo di diffusori d’aria a bolle fini.

Le caratteristiche funzionali delle macchine e degli organi di aerazione, sono normalmente riferite a «condizioni standard», cioè in condizioni di riferimento del mezzo liquido entro il quale avviene il trasferimento: di temperatura, di concentrazione di ossigeno, di pressione dell’atmosfera circostante. Le condizioni standard utilizzate di riferimento sono le seguenti:

- mezzo liquido: acqua pulita;

- temperatura del mezzo liquido: 20°C

- concentrazione di ossigeno disciolto: 0 mg/l




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- pressione dell’atmosfera circostante: 760 mm di mercurio.

Stabilito il fabbisogno di ossigeno «�O2» richiesto nella miscela aerata nelle effettive condizioni di funzionamento dell’impianto, è necessario calcolare la richiesta di ossigeno corrispondente che le macchine di aerazione devono avere in condizioni standard «� *

2O »:

� *2O =

( ) �1,0249,2

C�C

�O

20Te*s

2

⋅⋅��

��

� − −

in cui: *sC = concentrazione di ossigeno disciolto a saturazione nella miscela aerata, in mg/l alla

temperatura T e alla pressione effettiva di esercizio; può essere calcolato come aliquota � (0,98) della concentrazione di O2 a saturazione nell’acqua pulita Cs.

Ce = concentrazione effettiva di esercizio di ossigeno disciolto nella miscela aerata (2 mg/l).

9,2 = concentrazione di ossigeno a saturazione, in acqua pulita, alla temperatura di 20°C e pressione di 760 mm di Hg.

T = temperatura di esercizio della miscela aerata (20 °C).

� = fattore di trasferimento dell’ossigeno, cioè rapporto tra la capacità di ossigenazione relativa alla miscela aerata e la capacità di ossigenazione relativa all’acqua pulita, nelle stesse condizioni di concentrazione di ossigeno disciolto, temperatura e pressione. si assume prudenzialmente pari a 0,7.

1,024 = coefficiente sperimentale.

� *2O =

( )=

⋅⋅��

��

� −⋅ − 7,0024,12,9

208,998,021,102

2020194,72 kg O2/h

Si prevede l’installazione di diffusori d’aria a disco a membrana la cui resa di trasferimento di ossigeno è funzione dell’altezza d‘acqua sui diffusori, della portata d’aria di ciascun diffusore oltre che del numero di diffusori necessari per unità di superficie:




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Per un’altezza d’acqua di 4,5 m, nell’ipotesi di installazione di n. 1,16 diffusori per m2 di vasca ciascuno in grado di insufflare una portata di circa 4 Nm3/h, è possibile considerare un rendimento di trasferimento di circa il 28,3%, per cui le soffianti da utilizzare per soddisfare il fabbisogno di ossigeno richiesto devono essere in grado di fornire una portata complessiva d’aria pari a:

QARIA = ( )

( ) 0,283aria/NmkgO 0,28/hO kg 194,72

32

2

×= 2457,3 hariaNm3 /

In cui è stato considerato che 1m3 di aria = 280 g di O2, per cui si ha che (O2/Aria) = 0,28 kgO2/m3aria in condizioni standard.

4.1.7.3 Ricircolo fanghi

Le alte concentrazioni microbiche presenti nelle vasche di aerazione sono rese possibili dal continuo ricircolo del fango raccolto nella fase di sedimentazione finale successiva al processo di ossidazione biologica. Il fango ricircolato viene condotto a miscelarsi con il liquame influente di modo che, essendo i liquami entranti continuamente mescolati con microrganismi già perfettamente efficienti e adattati alle condizioni locali, le reazioni biologiche si innestano con facilità e rapidità. D’altro canto, i fanghi continuamente ricircolati sono soggetti a tempi di aerazione di gran lunga maggiori dei tempi di detenzione della afse di aerazione, per cui possono subire trasformazioni ben più sostanziali di quelle che sarebbero rese possibili con temp idi aerazioni corrispondenti al tempo di detenzione delle vasche.

Si assume che la concentrazione del fango di ricircolo sia di 7 kgSS/m3. Dovendo mantenere in vasca di ossidazione una concentrazione di biomassa già valutata in 3,5 kgSS/m3 , la portata di ricircolo QR può essere calcolata come segue:

QR = Q24 �( )

( ) ( )3

3

kgSS/m 3,5 - 7kgSS/m 3,5

= 41,7 (m3/h) � ( )

( ) ( )3

3

kgSS/m 3,5 - 7kgSS/m 5,3

= 41,7 m3/h

Si prevede l’installazione di n.3 (2+1R) pompe di sollevamento fanghi di ricircolo da 25 m3/h.

4.1.7.4 Sedimentazione finale

In un impianto a fanghi attivi, la fase di sedimentazione finale assume due funzioni fondamentali:

- funzione di chiarificazione, cioè realizzazione di un effluente il più possibile limpido, in modo da ottenere il massimo rendimento depurativo nella rimozione dei solidi sospesi e quindi anche del BOD;

- funzione di ispessimento, cioè realizzazione di una fonte di fango da ricircolare il più possibile concentrata (ispessita), onde consentire la più efficace riduzione della portata da ricircolare, a parità di fattore di carico organico.

Nel caso in esame, il parametro da prendere in considerazione per dimensionare la fase di sedimentazione secondaria è il carico superficiale di solidi sospesi, dal momento che influisce principalmente sulla funzione di ispessimento della vasca e quindi sulla capacità della vasca di produrre un fango di ricircolo sufficientemente concentrato.

Il Carico superficiale di solidi sospesi (CSS) è espresso dalla relazione:

CSS = SC Q a×

in cui: Q è la portata trattata




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Ca = 3,5 kgSS/m3 è la concentrazione del fango nella miscela aerata

S è la superficie della vasca di sedimentazione (m2)

Nel valutare il carico «CSS» occorre tener conto di tutta la portata di solidi sospesi che investe la vasca di sedimentazione, per cui occorre mettere in conto anche la portata di ricircolo del fango QR

assieme alla portata idraulica trattata Q24: Q = Q24 + QR = 41,7 + 41,7 = 83,4 m3/h

Adottando un sedimentatore circolare con diametro interno utile di 9 m, la superficie S della vasca è pari a:

S = � D2/4 = 63,59 m2.

Si ricava:

CSS = ( ) ( )

( )2

33

m 63,59kgSS/m 3,5 /hm 83,4 ×

= 4,64 hm

kgSS2 ⋅

Valore compatibile con quello massimo di 6 kgSS/(m2�h) consigliato da Metcalf & Eddy.

Per garantire un tempo «t» di detenzione in vasca non inferiore a 2 ore, si adotta un’altezza di liquido in vasca di 3,3 m a cui corrisponde volume totale di sedimentazione VSED = 63,59 � 3,3 = 210 m3. Si ricava:

t = 210 m3/ 83,4 m3/h = 2,5 ore.

4.1.7.5 Fango di supero

Dato che le sostanze organiche ed inorganiche contenute nei liquami in arrivo determinano un accrescimento nella massa dei microrganismi e delle sostanze inerti presenti in miscela nella vasca di aerazione, la concentrazione in vasca andrebbe aumentando gradualmente se non si procedesse all’estrazione ed allontanamento periodico del fango di supero.

Una grandezza che caratterizza la produzione di fango di supero è l’indice di produzione del fango, definito come peso di fango di supero prodotto per unità di peso di BOD rimosso dall’impianto.

Un’espressione teorica che ben inquadra i vari parametri che intervengono nel caratterizzare lo sviluppo del fango di supero, è la seguente:

Px = Y � �BOD + YN � �TKN - kd � SS

dove:

Px = produzione giornaliera di fango di supero (in kg di SS/d)

�BOD = cibo, ovvero BOD5, da abbattere nel sistema (in kg di BOD5/d). nel caso specifico, �BOD = 2180 kg BOD5/d

Y = coefficiente di sintesi del fango, cioè la frazione di cibo BOD trasformata per sintesi, ovvero semplicemente catturata con processi fisici di adsorbimento (in kg di SS/kg di BOD). Nel caso specifico, Y = 0,90 kg SS/kg BOD

�TKN = TKN da abbattere nel sistema (in kg di TKN/d). Nel caso specifico �TKN = 123,65 kg TKN/d

YN = frazione TKN trasformata per sintesi (in kg di SS/kg di TKN). Tale valore viene assunto pari a 0,15 kg SS/kg TKN




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Kd = coefficiente di decadimento del fango. Tale coefficiente viene calcolata in funzione della temperatura di esercizio secondo la relazione Kd = 0,05*1,08^(T-20). Per T = 18°C, Kd = 0,043 d-1

SS = microrganismi presenti nel sistema (in kg di SS). Nel caso specifico SS = Ca � Vox = 8332 kg SS

Si ricava:

Px = 0,90 � 2180 + 0,15 � 123,65 – 0,043 � 8332 = 1621,71 kg SS/d

Oltre al fango prodotto è necessario stimare l’aliquota di sostanza organica non rimossa dai microrganismi e di quella inorganica non degradabile, presente nei liquami in ingresso all’impianto, che è necessario allontanare con i fanghi di supero per evitare l’accumulo graduale di sostanze in ossidazione. Tale quantità è stata stimata in ragione del 30% dei solidi sospesi veicolati dalle acque in ingresso e pertanto pari a: SI = 0,30 � 1314,8 kgSS/d = 349,44 kgSS/d

È possibile ora determinare la quantità giornaliera di fanghi di supero al netto del quantitativo massimo di solidi sospesi che potranno essere veicolati dal refluo scaricato in fognatura (200 mgSS/l = 200 gSS/m3 /1000 g/kg � 1000 m3/d = 200 kgSS/d):

PTOT = 1621,71 + 349,44 – 200 = 1.816,15 kgSS/d

I fanghi di supero, stabilizzati in fase di ossidazione biologica, saranno sollevati dalla tramoggia del sedimentatore secondario per essere sottoposti ai successivi trattamenti di pre-ispessimento, stabilizzazione aerobica, post-ispessimento e disidratazione meccanica.

Avendo considerato una concentrazione nella tramoggia del sedimentatore di 7 kgSS/m3, si ricava la portata giornaliera di fanghi da inviare alla linea di trattamento fanghi è:

QS,TOT = 1.816,15 kgSS/d / 7 kgSS/m3 = 259,49 m3/d

Si prevede di sollevare i fanghi di supero, ai successivi trattamenti, per circa 7,41 ore/giorno con n.2 (1+1R) pompe da 35 m3/h.

4.2 Linea fanghi

I fanghi di supero, raccolti dalla tramoggia del sedimentatore finale, devono essere ulteriormente trattati con lo scopo di ridurne la putrescibilità, legata alla presenza di sostanza organica, per renderli poco suscettibili di essere ulteriormente utilizzati da microrganismi in modo che non siano causa dello sviluppo di cattivi odori.

Inoltre, poiché i fanghi presentano un elevato contenuto d’acqua (93%), prima del loro smaltimento finale sarà necessario un trattamento di ispessimento, per una prima sostanziale riduzione del tenore in acqua, e poi di disidratazione per un’ulteriore eliminazione dell’acqua necessaria a rendere palabile la consistenza del fango.

4.2.1 PRE - ISPESSIMENTO DINAMICO

Si prevede l’installazione di un ispessitore dinamico costituito da un tamburo rotante, formato da una rete filtrante, e da una coclea fissa di trasporto del fango. L’acqua libera, in cui i fanghi sono sospesi, viene rimossa per drenaggio a gravità dinamica. Il fango a bassa concentrazione si sposta all’interno del tamburo rotante, grazie ad un meccanismo a coclea, uscendone con concentrazione del 4%. In tal modo è possibile inviare una portata limitata di fango alla successiva




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fase di stabilizzazione aerobica con conseguente contenimento del volume necessario al processo di stabilizzazione.

L’ispessitore tratterà una portata di 30 m3/h lavorando per circa 8,6 ore/giorno.

Ammessa, dopo l'ispessimento del fango di supero, una concentrazione di SS del 4% (pari a 40 kgSS/m3), la portata di fango da inviare al successivo trattamento di stabilizzazione aerobica sarà:

QS,TOT = 1816,15 kgSS/d / 40 kgSS/m3 / 7,4 h/d= 6,13 m3/h

Le acque separate dai fanghi saranno convogliate in testa alla vasca di equalizzazione.

4.2.2 STABILIZZAZIONE AEROBICA

Questo processo ha il compito principale di ridurre la putrescibilità del fango di supero attraverso l’ossidazione delle sostanze organiche volatili che si trovano nel fango stesso. L’aggiunta dell’ossigeno si ottiene tramite un sistema di aerazione che insuffla aria nella vasca di stabilizzazione. I microrganismi del fango in questo modo, continuano quei processi di assimilazione e degradazione biologica delle sostanze organiche presenti nel fango, già iniziatisi e prolungatisi nella fase di ossidazione biologica.

Questo processo permette di conseguenza di eliminare i cattivi odori che si sprigionano dai fanghi in seguito a fermentazioni anaerobiche. Inoltre si ha una sostanziale riduzione della carica batterica compresa la frazione patogena immancabilmente presente nei fanghi.

Per ottenere un fango che si presti senza inconvenienti alle successive manipolazioni, l’efficienza di rimozione dei SSV deve essere pari a circa il 40%. Tale efficienza risulta funzione della temperatura di esercizio nonché dell’età complessiva del fango, data dalla somma dell’età raggiunta nel comparto di aerazione e nel comparto di digestione aerobica.

Per individuare il valore dell’età del fango da assicurare in stabilizzazione aerobica è stato utilizzato il seguente grafico da cui si ricava che il valore minimo del prodotto TEMPERATURA × ETÀ DEL FANGO, necessario ad ottenere un rendimento del 40%, è pari a circa 500 °C × d. Affinché tale valore si verifichi alla temperatura minima di esercizio di 18°C, l’età del fango complessiva deve essere di 500 °C × d/ 18 °C = 27,78 d.




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Il volume da assegnare alla vasca di stabilizzazione aerobica deve essere tale da consentire ai fanghi di supero un tempo di detenzione di 23,19 giorni, ottenuto sottraendo all’età del fango complessiva su calcolata (di 27,78 giorni), quella che si ottiene in ossidazione biologica (di 4,59 giorni).

Per il calcolo della volumetria della vasca di stabilizzazione aerobica sono stati utilizzati i seguenti dati:

��Concentrazione fanghi di supero 4% pari a 40 kgSS/m3

��Produzione fanghi di supero 1.816,15 kgSS/d

��Portata giornaliera fanghi di supero 45,40 m3/d

��Età del fango nella fase di stabilizzazione 23,19 d

Il volume minimo di stabilizzazione viene calcolato come segue:

Vmin = 45,40 m3/d * 23,19 d = 1.052,83 m3.

Sulla base delle considerazioni precedentemente riportate si sono utilizzati i seguenti dati:

��Volume totale della vasca 1.152 m3

��Altezza battente 4,5 m

In condizioni estive, considerando una temperatura di 20°C, il prodotto TEMPERATURA × ETÀ DEL FANGO diventa pari a 555,56 °C × d, il rendimento di abbattimento corrispondente è di circa il 41%.

Per la stima del fabbisogno di ossigeno nella fase di stabilizzazione aerobica bisogna prendere in considerazione la sola respirazione endogena, per cui ci si è riferiti alla seguente espressione:

O = b’ × Md




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Dove:

O = fabbisogno di ossigeno (kgO2/d)

b’ = coefficiente di assorbimento ossigeno per respirazione endogena (kg O2/kgSSV)

Md = quantità giornaliera di SSV da rimuovere (kgSSV/d) pari al 41% dei SSV. Nell’ipotesi di considerare pari al 70% l’aliquota di solidi sospesi volatili su quelli totali, i SSV da abbattere in stabilizzazione sono il 29% dei solidi sospesi totali in ingresso (1.816,15 kgSST/d):

Md = 0,29 kgSSV /kgSST × 1.816,15 kgSST/d = 521,23 kgSSV/d

Assumendo per b’ un valore di 2,3 kgO2/kgSSV ed essendo Md pari a 521,23 kgSSV/d, si ottiene un fabbisogno di ossigeno O = 2,3 kgO2/kgSSV × 521,23 kgSSV/d = 1.198,84 kgO2/d = 49,95 kgO2/h

Stabilito il fabbisogno di ossigeno richiesto in stabilizzazione nelle effettive condizioni di funzionamento dell’impianto, è necessario calcolare la richiesta di ossigeno corrispondente che le macchine di aerazione devono avere in condizioni standard «O’»:

O’ =

( ) α⋅⋅��

��

� − −20*

024,12,9

Tes CCO

in cui: *sC = concentrazione di ossigeno disciolto a saturazione nella miscela aerata, in mg/l alla

temperatura T e alla pressione effettiva di esercizio; può essere calcolato come aliquota � (0,98) della concentrazione di O2 a saturazione nell’acqua pulita Cs.

Ce = concentrazione effettiva di esercizio di ossigeno disciolto nella miscela aerata (2 mg/l).

9,2 = concentrazione di ossigeno a saturazione, in acqua pulita, alla temperatura di 20°C e pressione di 760 mm di Hg.

T = temperatura di esercizio (20 °C).

� = fattore di trasferimento dell’ossigeno, cioè rapporto tra la capacità di ossigenazione relativa alla miscela aerata e la capacità di ossigenazione relativa all’acqua pulita, nelle stesse condizioni di concentrazione di ossigeno disciolto, temperatura e pressione. si assume prudenzialmente pari a 0,6.

1,024 = coefficiente sperimentale.

O’ = ( )

=⋅⋅�

�

��

� − − 0,61,0249,2

29,0849,95

2020111,03 kg O2/h

Si prevede l’installazione di diffusori d’aria a disco a membrana la cui resa di trasferimento di ossigeno è funzione dell’altezza d‘acqua sui diffusori, della portata d’aria di ciascun diffusore oltre che del numero di diffusori necessari per unità di superficie:

Per un’altezza d’acqua di 4,5 m, nell’ipotesi di installazione di circa n. 1,4 diffusori per m2 di vasca ciascuno in grado di insufflare una portata di circa 4 Nm3/h, è possibile considerare un rendimento di trasferimento di circa il 28%, per cui le soffianti da utilizzare per soddisfare il fabbisogno di ossigeno richiesto devono essere in grado di fornire una portata complessiva d’aria pari a:




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QARIA = ( )

( ) 0,28aria/NmkgO 0,3/hO kg 111,03

32

2

×= 1.416,19 hariaNm3 /

Se ne ricava che il contenuto di solidi sospesi presenti nel fango può essere stimato come somma dei solidi sospesi volatili (SSV) non rimossi e dei solidi non volatili (SSNV) stimati pari al 30% di quelli in ingresso:

condizioni estive (rendimento di abbattimento SSV pari al 41%):

SST = SSV + SSNV = 0,59 × 0,7 × 1.816,15 + 0,3 × 1.816,15 = 1.294,91 kgSS/d

A cui corrisponde una concentrazione di secco pari al 2,85% (equivalente a: 1.294,91 kgSS/d / 45,40 m3/d = 28,5 kgSS/m3)

condizioni invernali (rendimento di abbattimento SSV pari al 40%):

SST = SSV + SSNV = 0,6 × 0,7 × 1.816,15 + 0,3 × 1.816,15 = 1.307,63 kgSS/d

A cui corrisponde una concentrazione di secco pari al 2,88% (equivalente a: 1.307,63 kgSS/d / 45,40 m3/d = 28,8 kgSS/m3)

Il dimensionamento delle successive fasi di trattamento dei fanghi va quindi effettuato sulla base della produzione invernale dei fanghi in stabilizzazione aerobica.

4.2.3 POST - ISPESSIMENTO STATICO

Per ottenere una diminuzione di volume del fango stabilizzato viene prevista una fase di ispessimento che consente la riduzione del tenore d’acqua del fango. Si è optato per un ispessimento tradizionale a gravità, che opera come una normale vasca di sedimentazione in cui anziché immettere il liquame viene immesso il fango stabilizzato.

In generale, per ottenere un fango con caratteristiche omogenee, l’ispessimento richiede un tempo di ritenzione abbastanza prolungato ed una miscelazione di tipo meccanico.

Per il calcolo della volumetria dell’ispessitore, sono stati utilizzati i seguenti dati:

��Concentrazione fango ispessito 4%

��Velocità massima ascensionale del surnatante 1,2 m3/m2�h

��Flusso massimo dei solidi in ingresso 35 kgSS/m2�d

Si sono ricavati i seguenti dati:

��Portata fanghi ispessiti estratti 32,7 m3/d

��Portata surnatante 12,7 m3/d

��Volume totale dell’ispessitore 134,63 m3

��HRT 2,96 d

��Altezza battente 3,5 m

��Diametro interno ispessitore 7 m

��Superficie totale 38,48 m2




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4.2.4 DISIDRATAZIONE MECCANICA

Al fine di ridurre ulteriormente il volume dei fanghi da smaltire si è ritenuto opportuna l’adozione di una fase di disidratazione meccanica. Tra le diverse tecniche di disidratazione si è scelto l’impiego di una centrifuga ad alto rendimento capace di portare la concentrazione dei solidi al 25%.

Prevedendo un ciclo di lavoro di 5 ore giornaliere per sette giorni alla settimana ed utilizzando come dati di partenza i valori di portata e concentrazione dei fanghi ispessiti, si ottengono i seguenti risultati:

��Portata di fanghi disidratati 5,23 m3/d

��Portata surnatante dalla disidratazione 27,46 m3/d

Le acque separate dai fanghi saranno convogliate in testa alla vasca di equalizzazione.

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