Anno Accademico 2008/2009 - CID Ing.Ventura srl · Controllo di un processo di depurazione...

UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DI BRESCIA

FACOLTÀ DI INGEGNERIA

CORSO DI LAUREA SPECIALISTICA IN INGEGNERIA

DELL’AUTOMAZIONE INDUSTRIALE

TESI DI LAUREA SPECIALISTICA

CONTROLLO DI UN PROCESSO DI DEPURAZIONE

BIOLOGICO A FANGHI ATTIVI

Anno Accademico 2008/2009

INDICE

INTRODUZIONE ........................................................................................................................................... 1

CAPITOLO 1 ................................................................................................................................................. 3

1 LA DEPURAZIONE DELLE ACQUE ......................................................................................................... 3

1.1 GENERALITÀ ......................................................................................................................................... 31.2 I SISTEMI BIOLOGICI DI DEPURAZIONE ........................................................................................................ 41.3 IL PROCESSO A FANGHI ATTIVI .................................................................................................................. 51.4 MODELLO DELLA FASE DI AERAZIONE ......................................................................................................... 8

CAPITOLO 2 ................................................................................................................................................. 9

2 L’IMPIANTO OGGETTO DI STUDIO ...................................................................................................... 9

2.1 CARATTERISTICHE DELL’IMPIANTO ............................................................................................................ 92.2 EFFICIENZA DEPURATIVA E PARAMETRI OPERATIVI DELLA FASE DI OSSIDAZIONE ................................................ 12

CAPITOLO 3 ............................................................................................................................................... 13

3 PROVE SPERIMENTALI ...................................................................................................................... 13

3.1 SCHEMA A BLOCCHI DELLA FASE DI OSSIDAZIONE ........................................................................................ 133.2 DATI PRELIMINARI ............................................................................................................................... 163.3 SVOLGIMENTO DELLE PROVE ................................................................................................................. 203.4 STRUMENTAZIONE DI PROVA ................................................................................................................. 223.5 IDENTIFICAZIONE DEL SISTEMA ............................................................................................................... 233.6 RISULTATI DELLE PROVE ........................................................................................................................ 25

CAPITOLO 4 ............................................................................................................................................... 31

4 LO SCHEMA DI CONTROLLO .............................................................................................................. 31

4.1 SCHEMA DI CONTROLLO ATTUALE ........................................................................................................... 314.2 LO SCHEMA DI CONTROLLO PROPOSTO .................................................................................................... 324.3 IMPLEMENTAZIONE IN MATLAB/SIMULINK ............................................................................................... 39

CAPITOLO 5 ............................................................................................................................................... 46

5 RISULTATI ......................................................................................................................................... 46

CAPITOLO 6 ............................................................................................................................................... 50

6 CONCLUSIONI ................................................................................................................................... 50

BIBLIOGRAFIA ........................................................................................................................................... 52

APPENDICE ............................................................................................................................................... 54

APPENDICE A PRINCIPI SULLA DIFFUSIONE DELL’OSSIGENO .................................................................................. 54APPENDICE B SCRIPT PER L’IDENTIFICAZIONE DEI SISTEMI .................................................................................... 61APPENDICE C RISULTATI DELL’IDENTIFICAZIONE DEI SISTEMI ................................................................................. 67APPENDICE D SCRIPT PER LA SIMULAZIONE ....................................................................................................... 84APPENDICE E CONSUMI ENERGETICI ................................................................................................................ 87

Controllo di un processo di depurazione biologico a fanghi attivi

1

Introduzione

Il presente lavoro è stato svolto nell'ambito della tesi di laurea specialistica in ingegneria

dell'automazione industriale e riguarda il controllo di un processo biologico di

depurazione delle acque.

L’obbiettivo principale dei trattamenti di depurazione biologica è la riproduzione dei

processi di autodepurazione della materia organica esistenti in natura, concentrandoli in

uno spazio più ristretto e in un tempo più breve, sotto condizioni controllate dall’uomo.

Il successo dei trattamenti biologici rispetto ai trattamenti chimico-fisici in generale deriva

dal loro alto rendimento depurativo, che in molti casi raggiunge il 99% di abbattimento

degli inquinanti di matrice organica e dalla vasta gamma di tipologie processuali tra le

quali i fanghi attivi rappresentano la maggiore applicazione.

Da qualche decennio a questa parte oltre i problemi relativi alla corretta progettazione di

impianti di depurazione, hanno acquistato importanza notevole i problemi legati al loro

esercizio.

Una migliore descrizione dei processi fornita da modelli matematici sempre più completi

e l’impiego di sistemi di controllo computerizzato, rappresentano gli strumenti idonei a

risolvere molte difficoltà di gestione ed al tempo stesso a ridurre i costi.

L'attenzione si è focalizzata sulla fase di ossidazione del fango attivo per mezzo di aria

compressa, poiché da essa dipende l’intero processo depurativo e rappresenta il maggior

consumo di energia elettrica in un impianto di depurazione biologico. Infatti è necessario

mantenere una concentrazione di ossigeno tale da garantire condizioni ottimali per le

reazioni di ossidazione del fango da parte di microrganismi.

E’ stato perciò studiato un possibile sistema di controllo di tale fase del processo.

La presente tesi è articolata in sei capitoli qui di seguito brevemente descritti:

• Nel Capitolo 1 viene illustrato il problema della depurazione delle acque, con

riferimento alla tipologia di impianti biologici e in particolare a fanghi attivi,

vengono inoltre descritte le basi teoriche della fase di ossidazione.


2

• Nel Capitolo 2 viene presentato l’impianto del caseificio Montirone presso il

quale sono state eseguite le prove oggetto di studio della tesi.

• Nel Capitolo 3 vengono descritte la modalità di esecuzione delle prove, la

rilevazione dei dati, l’identificazione del sistema e i risultati delle prove.

• Nel Capitolo 4 viene presentato lo schema di controllo attualmente impiegato e

i nuovi schemi proposti.

• Nel Capitolo 5 vengono riportati i risultati.

• Nel Capitolo 6 sono presentate le considerazioni conclusive.


3

CAPITOLO 1

1 LA DEPURAZIONE DELLE ACQUE

1.1 Generalità

L'inquinamento di un mezzo sia esso aria, acqua o suolo, si può definire sinteticamente

come un'alterazione dell'ambiente, per cause antropiche o naturali, che non è in

equilibrio con i cicli naturali esistenti, minacciando l'esistenza e la salute delle persone

degli animali e delle piante e pregiudicando l'esercizio delle attività commerciali,

industriali e ricreative.

L’acqua ha sempre rappresentato uno degli elementi essenziali per la vita e prima

dell’avvento dell’industrializzazione i processi naturali di autodepurazione ne

ripristinavano le caratteristiche naturali compromesse dalle attività umane.

Con l’industrializzazione e l’antropizzazione concentrata nelle aree urbane l’inquinamento

delle acque superficiali e dei suoli ha superato la capacità autodepurativa sia dei corsi

d’acqua, impedendo l’assorbimento dell’ossigeno dall’aria, che delle acque di falda

ostacolandone i processi di filtrazione ed ossigenazione. La capacità di autodepurazione

dell'acqua infatti si basa sui processi di ossidazione biochimica, grazie all'intervento di

microrganismi demolitori che, utilizzando l'ossigeno disciolto, attaccano le sostanze

organiche, trasformandole in prodotti minerali semplici come acqua, anidride carbonica,

solfati. Quando sono compromesse le caratteristiche naturali delle acque i danni sono

molteplici.

Se gli apporti di sostanze inquinanti superano le capacità assimilatrici del corpo ricevente

o quando sostanze tossiche inibiscono l'azione mineralizzatrice dei microrganismi,

risultano compromessi gli usi dell'acqua e si manifestano con evidenza gli effetti negativi

sulle caratteristiche naturali dal punto di vista biologico e ambientale dei corpi idrici con

ripercussioni negative su tutte le attività umane.


4

L’inquinamento dei fiumi e dei laghi è la causa della eutrofizzazione dove l’apporto di

elementi come azoto e fosforo oltre la naturale capacità ricettiva causa la produzione

abnorme di vegetazione algale che consumando tutto l’ossigeno disciolto nell’acqua

causa condizioni anossiche con asfissia e morte di tutti gli organismi della catena

alimentare dai protozoi ai pesci. Il quadro ambientale è aggravato se si sommano gli

apporti di sostanze come i metalli che aumentano il tasso di tossicità dell’acqua. Il danno

oltre che ambientale è economico soprattutto per quelle attività che si basano su quelle

risorse idriche come ad esempio l’attività turistica.

L’inquinamento dei fiumi e delle falde causa gravissimi danni poiché tali acque sono di

norma utilizzate a scopo potabile e per le varie attività industriali, oggi una piccola fonte

inquinante ha la capacità di compromettere l’utilizzo dell’acqua su una vasta area.

Per permettere alle acque, utilizzate nelle varie attività umane e nei cicli produttivi, il loro

versamento senza compromettere le caratteristiche del corpo idrico ricettore vengono

realizzati gli impianti di depurazione che riuniscono varie tecnologie: edili, idrauliche,

meccaniche, elettriche, ed elettroniche per il loro controllo.

1.2 I sistemi biologici di depurazione

Gli impianti di depurazione biologica rappresentano attualmente a livello mondiale i

sistemi più diffusi di trattamento dei reflui a matrice organica di origine civile o industriale

perché permettono di rimuovere le sostanze organiche e biodegradabili presenti, che

rappresentano l’ambiente ideale per lo sviluppo batterico, consentendo la trasformazione

nelle condizioni aerobiche ossidanti e il corretto scarico nei corsi d'acqua.

Tali impianti sono realizzati su diverse scale di grandezza: da piccole unità al servizio di

pochi abitanti a grandi complessi di depurazione al servizio di grossi poli industriali o di

grandi metropoli.

In oltre cento anni di applicazione e trasformazione i principi di base dei trattamenti di

depurazione biologica rimangono inalterati, con l’obbiettivo principale di riprodurre i

processi di autodepurazione esistenti in natura concentrandoli nello spazio e nel tempo

sotto condizioni controllate dall’uomo.


5

Il successo dei trattamenti biologici rispetto ai trattamenti chimico-fisici in generale deriva

dal loro alto rendimento depurativo, che in molti casi raggiunge il 99% di abbattimento

degli inquinanti, e dalla vasta gamma di tipologie processuali tra le quali i fanghi attivi

rappresentano la maggiore applicazione.

In tali processi viene sfruttato il fenomeno naturale della fermentazione microbica di tipo

misto, sia per quanto riguarda il substrato da rimuovere, che spesso è costituito da un

miscuglio molto eterogeneo di composti, sia per i microrganismi responsabili del

processo.

Le varie tipologie degli impianti biologici sfruttano le condizioni fisiche più diverse in

termini di temperatura, Ph, presenza o meno di ossigeno, concentrazione e tipologia di

inquinanti, predisponendo le condizioni ideali alla formazione e selezione dei

microorganismi più idonei e specializzati per il processo.

Si spazia infatti dagli impianti aerobici a bassa o alta concentrazione di ossigeno a quelli

anaerobici, dagli impianti a temperatura ambiente di 15-25°C a quelli di 35-40°C, dai

processi acidi a quelli alcalini.

1.3 Il processo a fanghi attivi

Agli inizi del XX secolo ci si rese conto che scaricare le acque di scarico direttamente nei

corpi idrici poteva causare danni alla salute dell’uomo, fu così che vennero realizzati i

primi impianti di depurazione, basati su un sistema prima a filtri e poi a fanghi attivi.

Il processo biologico a fanghi attivi è applicato negli impianti da quasi un secolo per la

depurazione dei reflui civili e da almeno settanta anni per trattare anche i reflui industriali

di natura prevalentemente organica.

Inizialmente sviluppati in Gran Bretagna e negli Stati Uniti, essi costituiscono ancora oggi

uno dei sistemi di depurazione più diffusi, subendo negli ultimi trenta anni grossi impulsi

dalla ricerca ed innovazione delle varie fasi di trattamento per far fronte alla complessità

dei reflui da trattare.

Inoltre lo studio di questi processi è di notevole importanza per affrontare le

problematiche ambientali ed energetiche che determinano l’emanazione di normative

sempre più adeguate e stringenti.


6

Gli impianti biologici a fanghi attivi effettuano in spazi e tempi più ristretti le fasi dei

processi di degradazione della materia organica che avvengono normalmente in natura:

alla base vi sono reazioni biochimiche sui composti organici da parte dei microrganismi

aerobici (biomassa) formanti una catena alimentare, che utilizzano l’ossigeno disciolto in

soluzione nell’acqua per sfruttare l’inquinamento organico come substrato alimentare per

crescere e sostenere le proprie funzioni vitali, dando luogo a fenomeni di

bioflocculazione1

La quantità di sostanza organica presente nel refluo ed utilizzata dai batteri eterotrofi

che portano alla formazione di fiocchi di fango (detto fango attivo).

I batteri sono i primi responsabili della rimozione della sostanza organica, a cui

concorrono in via indiretta tutti gli altri microrganismi quali i protozoi e rotiferi.

Il primo fattore che influenza il processo biologico è la qualità del refluo organico che

entra nel ciclo di trattamento, poiché determina la crescita e moltiplicazione dei

microrganismi. Questi infatti acquisiscono l’energia e il nutrimento necessario mediante

reazioni biochimiche di ossidazione della materia organica. 2

L’impianto biologico a fanghi attivi nello schema classico più semplice si compone di due

sole fasi: ossidazione e sedimentazione (vedi

è

chiamata BOD (Biochemical Oxygen Demand) misurata indirettamente dalla quantità di

ossigeno consumato dalle reazioni biochimiche. Poiché la misura della BOD viene

convenzionalmente effettuata per incubazione a 20°C per 5 giorni (BOD5) si esegue la

rilevazione della parte organica nel refluo mediante l’analisi molto più veloce (2 ore) della

COD (Chemical Oxygen Demand) che esprime la quantità di ossigeno necessaria ad

ossidare chimicamente la maggior parte della sostanza organica presente.

Figura 1).

L’ossidazione avviene in appositi bacini immettendo ossigeno normalmente mediante

insufflazione di aria compressa inviata dai compressori.

Dalla fase di ossidazione dipende l’intero processo poiché permette la formazione del

fango attivo che è responsabile della degradazione biologica della materia organica e

agevola la successiva fase di sedimentazione.

1 bioflocculazione: consiste in un processo chimico-fisico che porta alla formazione di un sistema colloidale in cui la fase solida tende a separarsi formando dei fiocchi in sospensione. Alla base vi sono fenomeni di adsorbimento che instaurano un'interazione di tipo chimico-fisico, attraverso forze di Van der Waals, sulla superficie di separazione tra le fasi 2 organismi eterotrofi: lo sono gli animali e la maggior parte dei microrganismi che utilizzano come fonte di carbonio composti organici quali zuccheri, lipidi, proteine.


7

La sedimentazione permette la separazione dell’acqua depurata dal fango; l’acqua in

superficie defluirà all’uscita mentre il fango sedimentato verrà inviato come ricircolo in

testa alla ossidazione o come fango di supero in esubero allo smaltimento previa

eventuale digestione.

Per meglio comprendere il funzionamento dell’impianto a fanghi attivi lo si può

paragonare ad una fabbrica: l’ingresso del refluo in aerazione determina l’intimo contatto

della materia organica col fango attivo (gli operai specializzati) dove i microrganismi si

nutrono e si riproducono (lavorano) a spese di essa. La miscela fango attivo e liquame

depurato giunge in sedimentazione (pausa mensa) dove l’acqua depurata esce dal ciclo

mentre i fanghi decantati vengono in parte ricircolati (dopo la pausa mensa si ritorna al

lavoro) e parte tolti dal ciclo depurativo (operai in pensione).

Nella fase di aerazione oltre alla rimozione della parte organica BOD carboniosa avviene la

nitrificazione, operata dai batteri autotrofi 3 , che traendo l’energia dal composto

inorganico come l’ammoniaca (NH4) e utilizzando come fonte di carbonio l’anidride

carbonica, effettuano l’ossidazione biologica delle forme ammoniacali dell’azoto presente

nel liquame trasformandole in nitriti (NO2) e nitrati (NO3

Tale trasformazione è fondamentale perché permette di ottenere condizioni aerobiche

ossidanti con riduzione dal 90% al 98% della carica batterica e dei microrganismi

).

4

3 organismi autotrofi: lo sono i vegetali ed alcuni microrganismi, che utilizzano come fonte di carbonio composti inorganici. 4 il 2% di batteri nell’acqua depurata è pari a 2 miliardi per litro, per riutilizzarla si effettua la disinfezione.

.

OSSIDAZIONE

RICIRCOLO SUPERO

FANGHI

SEDIMENTAZIONE USCITA

INGRESSO

Figura 1 - Schema di base del processo a fanghi attivi


8

1.4

Modello della fase di aerazione

Nella fase di aerazione intervengono contemporaneamente fenomeni di

ossigenazione e deossigenazione che dipendono dal carico organico da trattare

introdotto in vasca (pari a portata per concentrazione) e dall'efficienza del

sistema di aerazione impiegato, come riportato in Appendice A.

Nel metabolismo batterico di un processo biologico aerobico la crescita della biomassa

del fango attivo e la formazione di nuove cellule batteriche ( dx/dt = x ) è conseguenza del

consumo di carico organico (substrato) da parte dei microrganismi ( –ds/dt = s ) nelle

reazioni di ossidoriduzione col relativo consumo di ossigeno per ossidazione del substrato

K’*s e per sintesi batterica K”*x. Tale cinetica segue l’andamento delle reazioni del primo

ordine come descritto schematicamente nella

Figura 2 in cui viene rappresentato

l’andamento nel tempo dei tre soggetti principali alla base del processo: carico organico,

microorganismi, consumo di ossigeno. Il processo biologico viene descritto da cinque fasi

delle curve in cui quelle principali sono la tre e la quattro.

Fase 1 – stazionaria, microorganismi costanti

Fase 2 – avviamento, la velocità di reazione tende alla velocità di regime

Fase 3 – crescita logaritmica illimitata

Fase 4 – crescita limitata dalla disponibilità del cibo (Carico organico)

Fase 5 – fase endogena o morte dei batteri

Figura 2 - Fasi tipiche del processo biologico.

FASI PROCESSO BIOLOGICO

TEMPO

CO

NC

ENTR

AZI

ON

E

Carico OrgOssigenoMicroorgan.

fase 4fase 3fase 1 fase2 fase 5


9

CAPITOLO 2

2 L’IMPIANTO OGGETTO DI STUDIO

2.1 Caratteristiche dell’impianto

Le prove della presente tesi sono state effettuate presso l’impianto di depurazione del

caseificio Montirone situato a Montirone (Bs), che tratta le acque reflue provenienti dai

reparti di lavorazione del latte per la produzione di grana padano e formaggi molli, oltre

alle acque reflue dell’attiguo macello. L’impianto è stato progettato e eseguito dal CID di

Brescia nel 1996 ed è composto da bacini in calcestruzzo armato, una cabina comandi e

parti tecnologiche in acciaio inox (vedi Figura 3).

Data la natura prettamente organica degli scarichi del caseificio Montirone il trattamento

adottato è quello biologico a fanghi attivi con pre-denitrificazione, nel quale la fase di

ossidazione avviene con aerazione mediante insufflazione di aria inviata da due

compressori.

La scelta del processo biologico è giustificata dalle alte rese depurative necessarie per tale

tipologia di scarico.

Figura 3 - L'impianto di depurazione del caseificio Montirone.


10

Nello schema di Figura 4 viene riportato in forma grafica il ciclo di trattamento, che prevede le seguenti fasi :

ingresso delle acque reflue sollevamento accumulo ed equalizzazione risollevamento parzializzazione portata denitrificazione ossidazione sedimentazione ricircolo fanghi supero fanghi digestione aerobica e ispessimento fanghi deflusso delle acque depurate nella roggia

Figura 4 - Schema processuale dell'impianto di depurazione del caseificio Montirone.

L’impianto è composto dalla vasca di accumulo iniziale e dal digestore-ispessitore fanghi

di supero. Lo scarico giunge dai reparti del caseificio al pozzetto di sollevamento dove due

pompe sommerse comandate automaticamente dai sensori di livello lo inviano alla vasca

di accumulo-equalizzazione che ha capacità di accumulo giornaliera di 150m3.

Nella vasca di accumulo è installato un gruppo di miscelazione ad aria e le pompe di

risollevamento che provvedono mediante temporizzazione e sensori di livello ad inviare lo

scarico al processo depurativo previo controllo e parzializzazione della portata secondo i

parametri di progetto. Il parzializzatore è infatti dotato di paratoia che permette di

regolare la portata affluente al trattamento da 4 a 14 m3/h.


11

Lo scarico equalizzato e con portata costante giunge al bacino di denitrificazione insieme

ai fanghi di ricircolo e da qui in ossidazione; in tale bacino viene inviato l’ossigeno

mediante apporto di aria dai compressori e distribuita in micro bolle dai gruppi di

insufflazione. La miscela di fango attivo formatasi in ossidazione giunge nella zona

centrale di sedimentazione dove avviene la separazione tra il fango che sedimenta e

l’acqua depurata in superficie che defluisce al ricettore finale rappresentato dal corso

d’acqua. Il sollevamento ed invio dei fanghi di ricircolo e supero viene effettuato

mediante air-lift (o idroestrattori) sfruttando l’aria dei compressori ed il differenziale

idrostatico tra insufflazione ed innesto dell’air-lift.

Le macchine presenti sono doppie (di cui una sempre di riserva) e vengono alternate ogni mese.

• N° 2 pompe sollevamento

• N° 2 pompe risollevamento

• N° 2 compressori aria

• N° 2 pompe uscita per invio in roggia

Il sistema di telecontrollo, dotato di PC industriale, collegato alle macchine e alle sonde

permette la rilevazione e registrazione di:

• stato delle macchine (ON-OFF-ALL)

• portate e volume trattati

• qualità dell’ingresso e dell’uscita

• stato del processo

Nella Tabella 1 sono riportati i dati funzionali relativi al 2008:

Voce Valore Portata reflua trattata 37.600 m3/anno

Portata media giornaliera trattata 103 (74-138 ) m3/g

Carico inquinante medio giornaliero trattato 131 Kg/g COD

Ossigeno giornaliero medio fornito 227 Kg/g O2

Consumi medi giorno Energia Elettrica 172 Kwh/g

Abbattimento medio carico organico BOD 98%

Abbattimento medio carico organico COD 96%

Abbattimento medio carico organico N 73%

Abbattimento medio carico organico P 77%

Rapporto medio COD/BOD 3,1

Rapporto medio nutrienti organici BOD:N:P 100:1,8:2,0 Tabella 1 Dati funzionali dell'impianto.


12

2.2

L’efficienza depurativa del processo biologico a fanghi attivi dipende dai fattori che

interessano le varie fasi del trattamento.

La fase principale è quella di ossidazione, nella quale è essenziale garantire condizioni

ottimali, mantenendo bassi valori di carico dei fanghi (Cf), che rappresenta il rapporto tra

la sostanza organica da degradare (il “cibo”) e la parte organica “attiva”, cioè i

microrganismi e batteri che costituiscono quindi i fanghi attivi. Esso è misurato in

KgBOD/KgSSV, in cui SSV sta per sostanza secca volatile. All’impianto del caseificio di

Montirone i bassi valori il carico del fango sono ottenuti:

Efficienza depurativa e parametri operativi della fase di ossidazione

mantenendo il più costante e minimo possibile l’ingresso (in portata e

concentrazione ) mediante il bacino di accumulo e la regolazione della portata.

mantenendo ottimale in fase di ossidazione il potenziale Redox, indice delle

condizioni ossido-riduttive (Rx< 0mV anaerobiche, Rx=10-50mV anossiche, Rx

>70mV condizioni ossidanti)

agendo sui fanghi di supero per togliere la quantità in eccesso di fanghi attivi

Per tale motivo nella presente tesi si è considerato come parametro operativo il potenziale

Redox (in mV) indice del grado di ossidazione della materia organica e quindi del grado

depurativo poiché la misura in continuo dell’Ossigeno Disciolto (OD) richiederebbe una più

assidua gestione in termini di taratura e pulizia.

Nella Figura 5 è riportato lo schema funzionale della fase di ossidazione con la vasca di

accumulo iniziale dotata di sensore di livello e pompa di risollevamento alla successiva unità

di ossidazione.

Ci

Qi

LC

ingresso

sedimentazione

RxC

Figura 5 - Schema funzionale P&I della fase di ossidazione.


13

CAPITOLO 3

3 PROVE SPERIMENTALI

3.1 Schema a blocchi della fase di ossidazione

A partire dello schema funzionale di Figura 5 si può schematizzare la fase di ossidazione

come in Figura 6, nella quale il refluo entrante può essere visto come un disturbo additivo

agente sull'uscita del processo.

Il disturbo è rappresentato dal carico in ingresso al trattamento depurativo definito come

concentrazione COD moltiplicata per la portata in ingresso cioè:

In Figura 7 è riportata la rappresentazione della fase di ossidazione mediante schema a

blocchi nel quale si vogliono determinare con la risposta allo scalino le funzioni di

trasferimento del disturbo H(s) e del processo P(s) per realizzare il sistema di controllo.

Qi*Ci

P(s)

H(s)

Rx +

ON/OFF

ON/OFF

Qi(t)*Ci(t)

Rx(t)

Figura 6 - Schematizzazione della fase di ossidazione.

Figura 7 - Schema a blocchi della fase di ossidazione.


14

Per fare ciò si applica il principio della sovrapposizione degli effetti nei due casi studiati:

- nel primo caso si impone uno scalino sul disturbo mantenendo costante l'uscita del

processo (Figura 8)

-nel secondo caso si mantiene costante il disturbo e si applica uno scalino sul processo

(Figura 9).

Sono definiti disturbi i fattori che provocano disfunzioni o cambiamenti nell’esercizio o

nel rendimento di un processo di trattamento. Esistono due tipologie principali di

disturbo: l’esterno e l’interno.

Il disturbo esterno è principalmente dovuto alla variazione della portata o delle

concentrazioni in ingresso che determinano trascinamento del fango, bassi tempi di

ossidazione, effetto tossico. Per limitare il disturbo esterno si adotta la vasca di accumulo

del refluo influente, come è nell’impianto del caseificio Montirone preso in esame dove la

portata in ingresso al processo viene regolata mediante il parzializzatore di portata e le

concentrazioni di COD in ingresso sono rilevate in continuo mediante l’apposita sonda.

Il disturbo interno in un impianto di depurazione a fanghi attivi è determinato

essenzialmente dai fenomeni di degradazione delle caratteristiche del fango attivo con

conseguenze a volte molto più negative sul processo rispetto alle cause di disturbo

esterno. Infatti mentre le cause di disturbo esterno sono in qualche misura controllabili

quelle per disturbo interno pur avendo come possibile origine il disturbo esterno non

sono controllabili e gli effetti sono prolungati nel tempo. Ad esempio un fenomeno di

bulking (cancro del fango) dovuto ad un accidentale tossico in ingresso può determinare

P(s)

H(s)

d

Rx +

Figura 8 - Scalino sul disturbo.

P(s)

H(s)

d

Rx +

Figura 9 - Scalino sul processo.


15

condizioni anossiche o anaerobiche con la morte del fango attivo l’annullamento del

processo biologico che può durare anche alcune settimane.

Se non è possibile eliminare le azioni di disturbo esse possono essere limitate mediante la

rilevazione dei parametri di controllo che vengono mantenuti a valori stabiliti mediante i

parametri manipolati mediante il sistema di controllo.

Nel caso in esame i parametri manipolati o di uscita dal sistema di controllo sono le

portate d’aria fornite dai compressori mentre i parametri di controllo o di ingresso dal

sistema di controllo sono i valori del Potenziale Redox.

Le prove effettuate hanno permesso di determinare le funzioni di trasferimento del

disturbo H(s) e del processo P(s) nella fase di ossidazione, che rappresentano il

comportamento di un sistema per mezzo di equazioni differenziali, che nel caso in esame

sono rappresentate da equazioni del primo ordine o di ordine zero.

Figura 10 - Rappresentazione del sistema in funzione del tempo.

Una funzione di trasferimento è una rappresentazione matematica della relazione tra

l'ingresso di un sistema LTI (lineare tempo invariante) e la risposta del sistema stesso.

Lineare tempo invariante significa che tutti gli elementi facenti parte del sistema devono

avere un'equazione caratteristica lineare ed i valori dei parametri che costituiscono il

sistema devono essere costanti nel tempo. La funzione di trasferimento si ottiene quindi

eguagliando a zero le equazioni delle n variabili di stato che descrivono il sistema.

Nella teoria dei controlli automatici la funzione di trasferimento è una funzione della

variabile s nel dominio complesso della trasformata di Laplace.

Sia x(t) l'ingresso del sistema, y(t) la sua uscita e U(s) e Y(s) le relative trasformate di

Laplace, allora la funzione di trasferimento H(s) è data dal rapporto tra la trasformata

dell'uscita e quella dell'ingresso:

Le funzioni di trasferimento sono state stimate con funzionamento di uno e di due

compressori per stabilire la capacità di intervento di tali macchine come parametri

manipolati in uscita dal sistema di controllo.

http://it.wikipedia.org/wiki/File:Time-Domain_Transfer_Block.svg�


16

3.2 Dati preliminari

Prima di procedere alla rilevazione dei dati reali è stata effettuata una valutazione

preliminare sui dati funzionali e sulle caratteristiche dell’impianto.

Sono stati valutati i dati storici del funzionamento dell’impianto negli ultimi anni

valutando le modalità di afflusso nella vasca di accumulo, la durata di rilancio del refluo

all’impianto, le portate delle pompe, le portate d’aria dei compressori, le analisi di

laboratorio nelle varie fasi di processo.

Sono state tarate le sonde poste nell’impianto ed è stata sostituita la sonda di rilevazione

dell’ Ossigeno Disciolto con una nuova sonda con metodo ottico di rilevazione. Per la

taratura delle sonde come prevista dalla procedura del S.Q. UNI EN ISO9001-2000

adottato da CID si sono adottati i seguenti criteri:

• Sonda Redox mediante soluzione di taratura

• Sonda Ossigeno mediante soluzione di taratura

• Sonda CID IN rileva in ingresso Sospesi, BOD e COD, mediante analisi di

laboratorio secondo metodica Standard;

• Sonda CID SL rileva in ossidazione la concentrazione dei fanghi in gr/l, mediante

analisi di laboratorio secondo metodica Standard;

• Sonda CID US rileva in uscita Sospesi, BOD, COD, mediante analisi di laboratorio

secondo metodica Standard;

• Sono state eseguite una serie di analisi di laboratorio per confermare le ipotesi

basate sui dati storici.

A monte dell’impianto le pompe di sollevamento inviano alla vasca di accumulo ,in 3 ore

al giorno, lo scarico proveniente dai reparti di lavorazione del caseificio.

Il 90% dello scarico giunge al sollevamento dalle 6.00 del mattino alle 18.00 di sera, come

da grafico riportato in Figura 11.


17

Figura 11 Grafico mensile delle portate in ingresso all’impianto di depurazione.

Per tale motivo si programma di accumulare nell’apposito bacino il 90% dello scarico

giornaliero e temporizzare l’avvio delle pompe di risollevamento alle 18.00 con termine

alle 6.00 e con regolatore di livello di minimo.

L’impianto è dotato di vasca di accumulo ed equalizzazione di 120 m3

Figura 12

pari al volume

corrispondente allo scarico di oltre 1 giorno lavorativo. In tale vasca sono installate le

pompe di risollevamento che, comandate in automatico da regolatori di livello, inviano lo

scarico, con portata ridotta, al trattamento nell’arco di 12 ore al giorno, 6 ore al mattino e

6 ore al pomeriggio, come da grafico riportato in .

Figura 12 Grafico giornaliero delle portate in ingresso all’impianto di depurazione.


18

Il sistema di telecontrollo CID presente sull’impianto è stato programmato per le prove in

esame impostando il salvataggio dei dati ogni 15 minuti e verificando alcuni valori

preliminari di Redox e Ossigeno ogni minuto correlando ad una seconda sonda da

laboratorio sia l’Ossigeno Disciolto che il potenziale Redox.

Nella apparecchiatura di telecontrollo è stata aggiunta la circuitazione per l’avvio delle

pompe di risollevamento con temporizzazione e regolatori di livello. Il sistema di

telecontrollo è dotato di computer e S.O. Windows XPprof. oltre al Software Ventura Web

per invio in continuo dei dati via FTP al pc di acquisizione presso gli uffici CID.

Il programma Team Viewer ha permesso di interfacciarsi direttamente con il pc remoto

della postazione.

E’ stata rilevata la portata delle pompe di sollevamento mediante lo strumento portatile

Flowmeter. Si sono inoltre rilevate le portate di risollevamento posizionando il fermo del

perno di regolazione della paratoia del parzializzatore di portata sulle due portate di 7 e

14 m3

Nei mesi precedenti le prove, in fase di valutazione preliminare dei dati, si sono riscontrati

valori di potenziale Redox pari a zero o negativi in seguito al guasto di un compressore e

l’afflusso di alti carichi (

/h.

Figura 13).

Figura 13 - Dati rilevati mese di Gennaio, un solo compressore in funzione il secondo guasto.

0

5

10

15

20

25

30

0102030405060708090

1 34 67 100

133

166

199

232

265

298

331

364

397

430

463

496

529

562

595

628

661

694

727

Redox

Flusso Orario in ingresso m3/h


19

Al ripristino del funzionamento regolare dei compressori e regolazione del carico, i valori

del Redox sono ritornati prossimi a 100mV (Figura 14).

Figura 14 - Dati rilevati mese di febbraio, due compressori sempre in funzione.

La curva di regressione del recupero ha un andamento di tipo esponenziale come

riportato in Figura 15, con costante di tempo di 107 ore. Essa rappresenta il tempo

necessario a raggiungere il 63% del valore asintotico k di 89,7 mV.

Figura 15 - Curva di regressione del recupero.

024681012141618

0102030405060708090

100

1 18 35 52 69 86 103

120

137

154

171

188

205

222

239

256

273

290

307

324

341

Redox

Flusso Orario in ingresso m3/h


20

3.3 Svolgimento delle prove

Definito il carico in ingresso come disturbo sono state programmate presso l’impianto di

depurazione del caseificio Montirone le prove per stimare, mediante tecniche di

identificazione dei sistemi, le funzioni di trasferimento del sistema nelle diverse condizioni

di carico e di portata di ossigeno fornito nella fase di ossidazione.

Nella programmazione delle prove si è cercato di ottenere un modello sufficientemente

accurato per il caso oggetto di studio, senza mettere a rischio il sistema e con durata delle

prove minore possibile senza ostacolare le normali operazioni dell’impianto di

depurazione.

Considerando i criteri precedentemente esposti, le prove per il presente lavoro sono state

svolte secondo il seguente procedimento:

Accumulo giornaliero del refluo proveniente dai reparti di lavorazione del caseificio per

valutare la variazione dei parametri rilevati con carico giornaliero omogeneo e costante.

Predisposizione della fase di carico di ingresso del refluo al depuratore mediante pompa di risollevamento con avvio alle 18.00 ( termine delle fasi di lavorazione e scarico del caseificio). Campionamento giornaliero del refluo accumulato ed analisi di laboratorio secondo

metodica standard della concentrazione organica in ingresso al processo come CODin e

saltuariamente anche di tutti i parametri inerenti le varie fasi depurative (uscita, fanghi).

Rilevazione in continuo con due sonde delle concentrazioni dell’Ossigeno disciolto e del

potenziale Redox nella vasca di ossidazione e loro correlazione.

Registrazione dei dati delle portate in ingresso al trattamento, delle concentrazioni di

funzionamento delle macchine (pompe e compressori), mediante apparecchiatura di

telecontrollo completa di computer hardware e software di acquisizione dati.

Rilevazione delle variazioni dell’Ossigeno Disciolto e del Potenziale Redox distinte nelle

fasi differenziate sia nel carico in ingresso che nella quantità di ossigeno fornito in

ossidazione mediante l’aria inviata dai compressori.

Si è impostato il programma di rilevazione dati e definite le tipologie di funzionamento.

E’ necessario infatti rilevare la variazione dei valori del potenziale Redox al variare del

carico inquinante in ingresso e al variare della quantità di ossigeno fornita (valori Redox in

salita e in discesa).


21

Sono stati impostati i seguenti 5 programmi di rilevazione i cui dati rilevati sono riportati in appendice :

1 - iniziato il 27marzo fino al 6 aprile

- accumulo dalle 7.00 alle 18.00 dello scarico - invio al trattamento mediante pompa di risollevamento con inizio alle

18.00 - parzializzatore posto per portata minima di 7 m3

- compressore C1 in funzione continua /h

- compressore C2 posto temporizzato con funzionamento 0.00-4.00 e 12.00-18

2 - iniziato il 6 aprile fino al 9 aprile




- compressore C2 spento 3 - iniziato il 14 aprile fino al 17 aprile



- compressori C1 +C2 in funzione continua /h



18.00 - parzializzatore posto per portata massima di 14m3

- compressori C1 +C2 in funzione continua /h



18.00 - parzializzatore posto per portata masima di 14 m3


- compressore C2 spento


22

3.4 Strumentazione di prova

L’adozione della sonda Redox di misura del potenziale ossido riduttivo deriva dalla

constatazione pratica che essa non richiede tarature assidue (praticamente assenti) ed

eventualmente eseguite velocemente immergendo la sonda nella soluzione di taratura.

La sonda ossigeno usualmente adottata necessita di tarature continue e sostituzioni della

membrana di scambio, operazione da effettuare necessariamente in laboratorio e non in

campo ove le condizioni operative sono difficoltose.

Ultimamente sono entrate in commercio sonde per la rilevazione dell’Ossigeno Disciolto

basate sulla lettura con metodo ottico che non hanno gli inconvenienti delle vecchie

sonde a membrana anche se il costo è quadruplo.

Per verificare l’attendibilità di tali sonde per il presente lavoro ne è stata installata una e

dopo 3 mesi di funzionamento il bilancio è positivo.

Caratteristiche sonda Redox :

Azienda distributrice B&C

Trasmettitore di Redox a cristalli liquidi MV3630

Alimentazione e Segnale analogico a 2 fili 4-20mA

Compensazione automatica temperatura

Alimentazione 10-30 Vcc

Sonda pvc H720mm con elettrodo SI263

Elettrodo Redox combinato platino/rif.gel in vetro

Range misura Potenziale Redox 0-1000 mV

Caratteristiche sonda Ossigeno Disciolto :

Azienda distributrice B&C

Dispositivo ottico fluorescente di rilevazione

Trasmettitore segnale analogico 4-20mA

Range misura Ossigeno Disciolto 0-20ppm


23

Poiché il trattamento biologico prevede condizioni ossidanti, con presenza di Ossigeno

Disciolto non inferiore a 0.5 ppm, corrispondenti a 60mV di potenziale redox, si sono

effettuate le rilevazioni e trovata la corrispondenza tra i due valori.

Tabella 2 Correlazione tra i dati di Redox e Ossigeno rilevati.

Come si rileva dal grafico di Tabella 2 la corrispondenza è del 92,4% con risposta

immediata, senza ritardo.

Nella presente tesi si è fatto riferimento ai valori del Potenziale Redox per regolare il

processo poiché la sonda Ossigeno è di recente produzione e non è stata testata nel

tempo.

3.5 Identificazione del sistema

La risposta allo scalino dei sistemi è stata stimata utilizzando l’ identificazione ai minimi quadrati, adottando come modello un sistema del primo ordine, uno del secondo ordine e uno integratore.

La procedura di identificazione è stata automatizzata implementando degli script Matlab e dei modelli Simulink per la stima ai minimi quadrati (vedere Appendice B).

MONTIRONE -SONDE Rx O2

y = 0,177e0,015x

R2 = 0,924

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 50 100 150 200 250 300

REDOX mV

O2

ppm

RX mV O2 ppm -100 0,0

0 0,2 25 0,3 50 0,4 75 0,6 100 0,8 125 1,2 150 1,7 175 2,5 200 3,6 225 5,3 250 7,7 275 11,1 300 16,2


24

Inizialmente sono stati implementati tutti e tre i modelli di sistema, successivamente il modello del secondo ordine è stato scartato poiché sia il sistema del primo ordine che il sistema integratore fornivano già una buona approssimazione.

La funzione di trasferimento di un sistema del primo ordine si può scrivere come:

in cui T è la costante di tempo, k è il guadagno

i parametri per la stima ai minimi quadrati sono quindi e da cui si ricava il

guadagno k e la costante di tempo T.

La funzione di trasferimento di un sistema del secondo ordine si può scrivere come:

i parametri per la stima ai minimi quadrati sono quindi , e

da cui si ricava il guadagno k e le costanti di tempo T1e T2

il parametro per la stima ai minimi quadrati è pari al guadagno .

.

La funzione di trasferimento di un sistema integratore si può scrivere come:


25

3.6 Risultati delle prove

Vengono di seguito riportati i risultati dell’identificazione dei sistemi per le varie prove

effettuate. In Appendice C sono riportati i grafici dei dati e dell'identificazione dei sistemi.

Di seguito per funzione di trasferimento in salita si intende quella calcolata quando il

valore del Redox aumenta, cioè nel caso in cui si mette in funzione il compressore oppure

quando finisce il carico in ingresso, mentre per funzione di trasferimento in discesa si

intende quella calcolata quando il valore del Redox diminuisce, cioè nel caso in cui si

ferma il compressore oppure quando inizia il carico in ingresso.

Nella prova 1 nella funzione di trasferimento di salita compressore non sono state prese

in considerazione le prime due rilevazioni poiché i valori di partenza del potenziale redox

erano bassi rispetto ai valori tipici di partenza.

Prova numero guadagno(mV) costante di tempo (min) ritardo (min) carico

1 - Rx<100 14 36 15 8,3 2 - Rx<100 30 48 15 9,8 3 - Rx<200 104 99 15 8,7 4 - Rx<200 142 50 15 8,7 5 - Rx<200 146 60 15 0

Tabella 3 Prova 1 - Funzione di trasferimento salita compressore

Nella prova 1 nella funzione di trasferimento di discesa compressore non si sono

considerate le prime due rilevazioni perché il carico si esauriva prima dello spegnimento

del compressore. La terza rilevazione non è rappresentativa poiché i parametri di

guadagno e costante di tempo si discostano troppo dalle altre rilevazioni esaminate, ciò è

dovuto ai numerosi fattori che influiscono sul processo.

Tabella 4 Prova 1 - Funzione di trasferimento discesa compressore


3 430 375 15 8,7 4 200 60 15 8,7 5 35 33 15 0


26


2_1 (1Compr) 130 200 15 16,8 2_2 (1Compr) 113 78 0 8,7 2_3 (1Compr) 121 45 15 15,4 2_4 (1Compr) 225 90 0 23,8 2_5 (1Compr) 238 75 - 21,7 2_6 (1Compr) 206 45 - 21,7 2_7 (1Compr) 198 375 0 26,9 3_1 (2Compr) 1456 456 0 24,8 3_2 (2Compr) 134 345 0 16,4 3_3 (2Compr) 102 300 0 36 4_1 (2Compr) 136 300 0 42 4_2 (2Compr) 36 330 0 19 4_3 (2Compr) -13 -12,6 0 36,9 4_4 (2Compr) 166 210 0 64

Tabella 5 Prove 2,3,4 - Funzione di trasferimento salita carico

Nelle prove 2,3,4 riportate nella Tabella 5, nella funzione di trasferimento di salita carico

si sono considerate le rilevazioni con funzionamento con 1 e 2 compressori; non si sono

considerate le rilevazioni 3_1 e 4_3 perché i valori del carico e della costante di tempo si

discostano troppo dalle altre rilevazioni esaminate. La rilevazione 2_7 pur avendo il

guadagno compatibile con le altre rilevazioni è stata scartata poiché nella retta di

regressione il dato abbassa il valore di attendibilità dal 91% al 61%.

Prova numero guadagno costante di tempo (min) ritardo (min) carico

2_1 (1Compr) -2,3(mV/15min) - 0 16,8 2_2 (1Compr) -4,45(mV/15min) - 105 8.8 2_3 (1Compr) -10,7(mV/15min) - 15 15,4 2_4 (1Compr) -14,7(mV/15min) - 255 23,8 2_5 (1Compr) -13,7(mV/15min) - 45 21,7 2_6 (1Compr) -13,9(mV/15min) - 30 21,7 2_7 (1Compr) -12(mV/15min) - 0 26,9

3_1 71(mV) 280 0 24 3_2 106(mV) 300 150 16,4 3_3 96(mV) 240 135 36 4_1 6,5(mV/15min) - 60 42 4_2 100(mV) 261 60 19,3 4_3 86(mV) 70 0 36 4_4 210(mV) 180 0 64

Tabella 6 Prove 2,3,4 - Funzione di trasferimento discesa carico


27

Nelle prove 2,3,4 riportate nella Tabella 6, nella funzione di trasferimento di discesa

carico si sono considerate le rilevazioni con funzionamento con 1 e con 2 compressori. La

rilevazione 2-7 pur avendo il guadagno compatibile con le altre rilevazioni è stata scartata

poiché nella retta di regressione il dato abbassa il valore di attendibilità dal 97% al 74%.

La rilevazione 4_3 pur avendo il guadagno compatibile con le altre rilevazioni è stata

scartata poiché nella retta di regressione il dato abbassa il valore di attendibilità dal 76%

al 66% per il guadagno e dal 92% al 30% per la costante di tempo.

Dalle rilevazioni sopra riportate sono state estratte quelle ritenute significative che hanno

permesso di ricavare la Tabella 7 complessiva riassuntiva dei parametri delle funzioni di

trasferimento dei sistemi in salita e discesa. Per le funzioni di trasferimento in salita e

discesa compressore dei pochi dati ritenuti accettabili è stata fatta la media per ottenere

il valore più significativo riportato nella Tabella 7 seguente.

Scalino su Salita/discesa guadagno costante di tempo (min) ritardo (min) carico

Compressore

↗ 123(mV) 75 15 8,7 ↘ 200(mV) 60 15 8,7 ↗ 146(mV) 60 15 0 ↘ 35(mV) 33 15 0

Carico – 1C

↗ 121(mV) 45 - 15,4 ↘ 5 (mV/15min) - - 8 ↗ 225(mV) 90 - 23,8 ↘ 15(mV/15min) - - 23,8

Carico – 2C

↗ 36(mV) 330 0 19 ↘ 106(mV) 300 0 16,4 ↗ 166(mV) 210 0 64 ↘ 210(mV) 180 0 64

Tabella 7 Tabella complessiva delle funzioni di trasferimento con i valori estremi rispetto al carico dell’intervallo considerato

Dai risultati in tabella, per quanto riguarda il ritardo di tempo delle funzioni di

trasferimento, è risultato nullo o al più pari a 15 minuti.


28

I dati raccolti con l'identificazione del sistema vengono riportati i grafici delle rette di regressione ottenute dalle rilevazioni. In Tabella 8 sono riportati i dati del guadagno e costante di tempo della funzione di trasferimento in salita utilizzati per determinare la retta di regressione.

SALITA-un compressore Carico Guadagno Cost.Tempo 16,8 130 200 15,4 121 45 23,8 225 90 21,7 244 75 21,7 206 45

Tabella 8

Figura 16 Rette di regressione ottenute dai dati della Tabella 8.

In Tabella 9 sono riportati i dati del guadagno e costante di tempo della funzione di trasferimento in discesa utilizzati per determinare la retta di regressione.

DISCESA-1 compressore Carico Guadagno/15min Guadagno/1min

16,8 -2,3 -0,15 8,8 -4,7 -0,31

15,4 -10,7 -0,71 23,8 -14,7 -0,98 21,7 -13,7 -0,91 21,7 -13,9 -0,93 26,9 -12 -0,8

Tabella 9

y = 14,68x - 106,8R² = 0,881

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30

Gua

dagn

o

Carico (kg/h)

Guadagno fase salita

y = 5,219x - 35,96R² = 0,991

0

20

40

60

80

100

0 10 20 30Cost

ante

di t

empo

(min

)

Carico (kg/h)

Costante di tempo fase salita


29

Figura 17 Retta di regressione ottenuta dai dati della Tabella 9.

In Tabella 10 sono riportati i dati del guadagno e costante di tempo della funzione di trasferimento in salita utilizzati per determinare la retta di regressione.

SALITA-2 compressori

Carico Guadagno Cost.Tempo

3_3 36 102 300 4_1 42 136 300 4_2 19 36 330 4_4 64 166 210

Tabella 10


In Tabella 11 sono riportati i dati del guadagno e costante di tempo della funzione di trasferimento in salita utilizzati per determinare la retta di regressione.

DISCESA-2 compressori

Carico Guadagno Cost.Tempo

3_1 24 71 280 3_2 16,4 106 300 3_3 36 96 240 4_2 19,4 100 261 4_4 64 210 180

Tabella 11

y = -0,043x + 0,033R² = 0,974

-1,20

-1,00

-0,80

-0,60

-0,40

-0,20

0,00

0 10 20 30

Gua

dagn

o in

tegr

ator

eCarico (kg/h)

Guadagno integratore fase discesa

y = 2,876x - 5,770R² = 0,917

0

50

100

150

200

0 20 40 60 80

Gua

dagn

o

Carico (Kg/h)

y = -2,676x + 392,7R² = 0,917

0

100

200

300

400

0 20 40 60 80Cost

ante

di t

empo

(min

)

Carico (Kg/h)


30


Le equazioni delle rette di regressione del guadagno e della costante di tempo in funzione

del carico che sono state determinate permettono di adattare i parametri delle funzioni di

trasferimento al variare del carico.

Nella Tabella 12 seguente sono riportati i coefficienti delle rette di regressione desunte

dalle rilevazioni. Si sono omessi quelli relativi ai compressori perchè, a causa della

complessità e instabilità del sistema, le rilevazioni non hanno permesso di ottenere rette

di regressione attendibili poiché il carico si esauriva prima dello spegnimento dei

compressori.

Scalino su Tipologia Equazioni del guadagno in funzione del carico x (COD Kg/h)

Equazioni della costante di tempo (min) in funzione del carico x (CODKg/h)

Carico – 1C ↗ 14,68x - 106,8 [mV] 5,22x - 32,96 ↘ -0,043x + 0,033 [mV/1min] -

Carico – 2C ↗ 2,876x - 5,770 [mV] -2,676x + 392,7 ↘ 2,408x – 39,80 [mV] -2,282x + 325,1

Tabella 12 Tabella complessiva delle funzioni di trasferimento con le equazioni delle rette di regressione

Le due tabelle complessive sopra esposte hanno permesso di progettare il sistema di

controllo per il processo in esame.

y = 2,408x + 39,80R² = 0,757

0

50

100

150

200

250

0 20 40 60 80

Gua

dagn

o

Carico (Kg/h)

y = -2,282x + 325,1R² = 0,923

0

50

100

150

200

250

300

350

0 20 40 60 80

Cost

ante

di t

empo

(min

)

Carico (Kg/h)


31

CAPITOLO 4

4 LO SCHEMA DI CONTROLLO

4.1 Schema di controllo attuale

Il processo di ossidazione viene attualmente monitorato dal sistema di telecontrollo che

rileva i dati delle sonde che rilevano Ossigeno e Redox e fornisce i segnali allarme sulla

base di soglie preimpostate.

I segnali di allarme tramite uscite digitali comandano l'accensione e lo spegnimento del

compressore ausiliario, quando la concentrazione dell'ossigeno scende al di sotto o

supera un certo valore di concentrazione nella vasca di aerazione.

Si tratta del tipico controllo a relè nel quale la variabile da controllare viene confrontata

con il valore di setpoint impostato e quando si avvicina a un valore prestabilito, viene

chiuso un contatto in uscita. La variabile di controllo è quindi di tipo on-off non di tipo

analogico.

La frequenza dei cicli di accensione e spegnimento del compressore è limitata, in quanto il

carico elettrico a cui è sottoposto il motore durante la fase di avviamento risulta molto

elevato.

La presenza di rumore sulla misura e la necessità di non commutare continuamente il

contatto in uscita, per evitare il surriscaldamento del motore elettrico, rendono

opportuno l’utilizzo dell’ isteresi. In Figura 20 è riportato lo schema di controllo.

Di conseguenza, il controllo on-off non è in grado di mantenere un parametro controllato

all'interno di un intervallo limitato. Le azioni di controllo on-off causano inoltre un

disturbo significativo, che viene poi trasferito ai processi di valle.

Figura 20 - Schema di controllo a relè con isteresi.


32

Questa tecnica di controllo di base viene utilizzata tipicamente nell’ambito di regolazioni

di impianti di depurazione con ciclo di processo semplificato.

La variabile controllata evolve infatti secondo una dinamica oscillatoria di ampiezza tanto

maggiore quanto più elevato è il rapporto di controllabilità del processo e ciò può essere

compatibile solo con prestazioni modeste del ciclo di regolazione.

4.2 Lo schema di controllo proposto

Visti i limiti del controllo on-off a relè attualmente impiegato, che non è in grado di

mantenere il parametro Redox all'interno di un intervallo limitato e le modeste

prestazioni si è considerato l’impiego di un controllore PID, molto comune nella realtà

industriale.

Tale controllore è possibile inserirlo in uno schema di controllo in retroazione (feedback),

nello schema con regolazione anticipata (feed-forward) oppure nella combinazione dei

due precedenti.

Il controllo con retroazione prevede la misura di una variabile di processo per effettuare

degli aggiustamenti di una variabile di input. Quest'ultima pertanto diventa una variabile

manipolata. Esso interviene solo quando viene individuato un errore nell'output, per

compensare i cambiamenti osservati.

La regolazione anticipata viene utilizzata per individuare i disturbi in fase di input, prima

che il sistema intervenga, e per apportare aggiustamenti a una o più variabili manipolate,

in modo da ridurre o eliminare gli effetti del disturbo. Esso cerca di compensare i disturbi.

Nelle situazioni in cui il controllo non può essere ottenuto in modo accurato o completo

mediante un meccanismo con retroazione, si può usare una combinazione dei sistemi di

controllo con retroazione e con regolazione anticipata.

Vengono di seguito descritti gli schemi di controllo utilizzati negli impianti di depurazione.

Controllo con retroazione (feedback). Il principio del controllo con retroazione

rappresenta uno dei concetti più intuitivi nell' ambito del controllo del processo. Per

correggere una determinata situazione viene intrapresa una certa azione; si misura quindi

il risultato di questo intervento correttivo ed eventualmente si adotta una nuova azione


33

correttiva. Pertanto, invece di misurare un disturbo, viene valutato il cambiamento di un

parametro controllato (come il Redox) e in base a questo, viene calcolato il valore di un

parametro manipolato (flusso di aria).

In Figura 21 è riportato lo schema di controllo in retroazione della fase di ossidazione di

un impianto di depurazione biologico a fanghi attivi.

Figura 21 - Schema di controllo in retroazione della fase di ossidazione.

In Figura 22 è rappresentato il relativo schema a blocchi dell’anello di regolazione in

retroazione, nel quale rappresenta la fdt del controllore, rappresenta la fdt del

processo da controllare e rappresenta la fdt del disturbo.

• variabile di controllo (u)•

: tempo compressori variabile controllata (Rx)

• : Redox

disturbo sull'uscita: carico in ingresso portata*concentrazione del refluo

Qi*Ci

R(s) P(s)

H(s)

+ u Rxsp Rx

+ -

e

Figura 22 - Schema a blocchi del sistema di controllo in retroazione.


34

Controllo con regolazione anticipata (feed-forward). Questo metodo di controllo

consiste nella misura dei disturbi in modo che i parametri controllati siano mantenuti

all'interno di un intervallo stabilito. Nel caso in esame potrebbe essere utile adottarlo nel

caso in cui il carico del liquame influente (disturbo) viene misurato, mentre viene

calcolata la necessaria variazione del flusso di aria (parametro manipolato) da fornire al

sistema a fanghi attivi per mantenere costante la concentrazione di ossigeno disciolto

nella vasca di aerazione (mediante il controllo del Redox).

In Figura 23 è rappresentato lo schema a blocchi dell’anello di regolazione in retroazione,

nel quale rappresenta la fdt del controllore, rappresenta la fdt del processo da

controllare, rappresenta la fdt del disturbo e rappresenta la fdt del

compensatore feed-forward.

In un algoritmo di controllo statico con regolazione anticipata, un parametro manipolato

viene calcolato in base a una relazione lineare con una variabile controllata. Nel caso

dell'OD, l'ampiezza del segnale richiesto per il flusso di aria, viene calcolata tramite la

seguente formula:

Qa = K * Ql

dove Qa = [ m3/h ] flusso di aria,

K = coefficiente di guadagno (gain) della regolazione anticipata

Ql = [ m3

Poiché risulta molto difficile effettuare le misure del disturbo nel tempo (a causa della

difficoltà di assicurare un continuo di prelievo campioni ed analisi di laboratorio) e quindi

/h ] portata di liquido

R(s) P(s)

H(s)

+

Qi*Ci

u

Rxsp Rx

G(s)

+

Figura 23 - Schema a blocchi del sistema di controllo con regolazione anticipata.


35

il calcolo della variazione della portata d’aria, il controllo con regolazione anticipata ha

un'applicazione limitata nell'automazione del processo di trattamento delle acque reflue.

Lo sviluppo di analizzatori avanzati di tipo on-line e della modellizzazione al computer dei

processi di trattamento delle acque reflue contribuisce ad ampliare il campo di

applicazione di questo tipo di controllo.

Controllo proporzionale. Nelle modalità di controllo proporzionale, si calcola il valore di

un parametro manipolato sulla base di una relazione lineare che lega questo all'errore

della variabile controllata. In questo caso, l'errore viene definito come la differenza tra il

valore obiettivo della variabile controllata e il valore corrente. Nel caso dell'ossigeno

disciolto OD, l'ampiezza del segnale richiesto per il flusso d'aria è calcolata attraverso la

formula seguente:

Qa = (Kp)(ODsp - OD) + M

dove Qa = portata di aria, m3/h

Kp = coefficiente di guadagno proporzionale del regolatore, (m3/h)/( mg/l)

OD = concentrazione di ossigeno disciolto, mg/l

ODsp = concentrazione obiettivo di ossigeno disciolto al set-point, mg/l

M = costante, spesso identificata come coefficiente di correzione o valore di base, il quale

corrisponde all' output dal controllore quando l'errore è pari a zero, m3

Controllo integrale. In questa modalità di controllo, per determinare l'azione correttiva si

utilizza l'area al di sotto della curva che riporta lo scarto in funzione del tempo. Il cam-

biamento nel parametro manipolato viene calcolato in base ad una relazione

/h

La differenza tra il nuovo valore misurato della variabile controllata e il set-point in

condizioni stazionarie è chiamato scarto. In condizioni non stazionarie lo scarto viene

chiamato errore. L'aumento del valore assoluto del guadagno può far diminuire lo scarto.

Comunque uno scarto non può essere eliminato completamente, perché per raggiungere

uno scarto uguale a zero, il guadagno proporzionale deve essere aumentato

infinitamente. Le dinamiche del processo e l'accuratezza delle misure impongono limiti

considerevoli sul valore di Kp che, di conseguenza, non può essere aumentato

infinitamente.


36

proporzionale. La modalità integrale costituisce il miglior metodo di controllo che

consente di eliminare lo scarto. In presenza di qualunque scarto, un'azione basata sul

controllo integrale continuerà a effettuare cambiamenti fino alla eliminazione dello

scarto. L'azione di controllo integrale dell'ossigeno disciolto OD può essere descritta dalla

seguente relazione:

= (Ki)

dove Qa = portata di aria, m3/min

ti = tempo di integrazione, min

Ki = coefficiente di guadagno dell'integrazione del regolatore.= Kp/ti, m3/min2

Il controllo PI fornisce una risposta rapida a un errore mediante un'azione proporzionale,

e inoltre consente di eliminare lentamente uno scarto mediante un'azione integrale. Il

rapporto tra Kp e Ki dipenderà dalle dinamiche del ciclo di controllo. Per i cicli veloci,

come il controllo della portata, dovrebbe essere aumentata l'azione di controllo integrale;

per i cicli lenti, quali il controllo di OD, dovrebbe essere usata un' azione proporzionale

)/(mg/l)

t = tempo, min

Gli altri termini sono definiti come in precedenza.

In teoria, attraverso il controllo integrale è possibile mantenere sempre il valore di set-

point in maniera precisa, senza scarto. Tuttavia, se le dinamiche del ciclo di controllo sono

lente e il valore di K è elevato, il sistema diventa instabile a causa di un'azione di controllo

troppo aggressiva. La riduzione del valore di K renderà il sistema di controllo troppo lento

e renderà impossibile compensare i disturbi entro un periodo di tempo ragionevole.

Controllo proporzionale-integrale (PI). Questo è sicuramente il controllo con retroazione

più diffuso. Un algoritmo PI è costituito dalla combinazione di due modi indipendenti,

ovvero il modo proporzionale (P) e quello integrale (I), e fornisce un controllo affidabile e

accurato. Dal punto di vista matematico, il controllo PI può essere rappresentato

mediante la seguente equazione:

i cui termini sono stati definiti in precedenza.


37

per evitare oscillazioni del processo. Viene chiamato control-loop tuning la procedura che

consente di trovare i valori più appropriati dei coefficienti Kp e Ki. In molti casi una

procedura di questo tipo condotta in modo non corretto può essere causa di un controllo

automatico inefficace e a volte portare ad abbandonare completamente il controllo

automatico. Esistono vari metodi per effettuare un tuning corretto, i quali si avvalgono di

una fase successiva di prova.

Controllo proporzionale-derivativo. (PD) Un controllo migliore del processo può essere

conseguito aggiungendo un termine derivativo, ottenuto dal grafico dell'andamento

temporale dello scarto, al termine di controllo proporzionale. La relazione proporzionale

derivativa per l'OD che ne consegue risulta:

dove td

Controllo con regolazione anticipata e con retroazione. A causa delle limitazioni proprie

del sistema di controllo con retroazione, nel quale cioè una variabile manipolata viene

cambiata solo quando è individuato un errore o il tempo di reazione è lento, la risposta

del processo può essere migliorata aggiungendo un controllo con regolazione anticipata.

= tempo derivativo, min

Lo scopo del termine derivativo consiste nell'anticipare il cambiamento in un sistema,

considerando la velocità di cambiamento nel tempo del termine di errore. Il metodo di

controllo PD viene usato nei cicli di controllo nei quali le dinamiche dei processi sono

veloci. Poiché le dinamiche di processo dei trattamenti delle acque reflue sono

relativamente lenti, il metodo PD viene utilizzato raramente nelle applicazioni che

riguardano le acque reflue.

Controllo proporzionale-integrale-derivativo (PID). La combinazione dei tre metodi sopra

descritti porta a un sistema di controllo ancora più sofisticato ed efficace, descritto dalla

seguente equazione:

.


38

Attraverso una strategia di controllo combinata, una variabile manipolata risponde

inizialmente ad un disturbo (per esempio un cambiamento di portata) usando un

algoritmo di controllo a regolazione anticipata. L'errore causato da una compensazione

poco accurata del disturbo viene corretto applicando un controllo con retroazione

proporzionale-integrale (PI).

In Figura 24 è rappresentato lo schema a blocchi dell’anello di regolazione in retroazione,

nel quale rappresenta la fdt del controllore, rappresenta la fdt del processo da

controllare, rappresenta la fdt del disturbo e rappresenta la fdt del

compensatore feed-forward.

Con una accurata procedura di control-Ioop tuning, un errore causato da una compen-

sazione non adeguata del disturbo mediante una regolazione anticipata ha una rilevanza

inferiore di un errore che si verifica quando viene adottato il solo controllo con retroazio-

ne. Una combinazione dei controlli mediante regolazione anticipata e retroazione rende il

tuning del controllore più difficile e lungo, perché è necessario un ulteriore coefficiente di

regolazione per il controllo con regolazione anticipata. Come conseguenza, la

combinazione dei controlli mediante regolazione anticipata e retroazione non viene usata

molto spesso. In futuro, i progressi nella modellizzazione al computer dei processi di

trattamento delle acque reflue potranno semplificare la procedura control-Ioop tuning

dei cicli di controllo, e questo sistema di controllo avanzato sarà utilizzato più spesso.

R(s) P(s)

H(s)

+ +

Qi*Ci

u

Rxsp Rx

G(s)

+ -

Figura 24 - Schema a blocchi del sistema di controllo con regolazione anticipata e retroazione.


39

Lo schema ad azione anticipata è utile adottarlo nel caso in cui il carico del refluo

(disturbo) viene misurato in continuo, mentre nel caso in esame non è disponibile in

continuo il valore del carico ma valori discreti ottenuti dai campioni prelevati e dalle

analisi di laboratorio.

4.3 Implementazione in Matlab/Simulink

Le prove effettuate hanno permesso di determinare le funzioni di trasferimento del

disturbo H(s) e del processo P(s) nella fase di ossidazione ove il refluo entrante è stato

visto come un disturbo agente sull'uscita del processo di ossidazione come dallo schema

in Figura 25.

È stato quindi implementato in ambiente Matlab/Simulink il sistema di controllo in

retroazione utilizzando le funzioni di trasferimento stimate.

In Matlab è stato creato uno script che una volta inizializzati i valori delle costanti del PID

oltre alla durata e inizio del carico effettua la simulazione per poi restituire i grafici

dell’andamento dell’uscita del disturbo del carico e del processo.

Lo script Matlab e i modelli Simulink non presenti in questo capitolo sono in Appendice D.

In Figura 26 è riportato il primo schema implementato in Simulink, che contiene lo

schema a blocchi della fase di ossidazione e il sistema di controllo.

Le funzioni di trasferimento del disturbo H(s) e del compressore P(s) sono inserite in

sottosistemi, dato che è necessario un differente comportamento sul fronte di salita e di

discesa, lo schema richiede molti blocchi Simulink in più.

Qi*Ci

P(s)

H(s)

Rx +

ON/OFF

Figura 25 - Schema a blocchi della fase di ossidazione.


40

Il carico in ingresso viene letto dal vettore creato con lo script e presente nel workspace

(blocco simcarico) e in uscita dai sottosistemi viene applicato il ritardo di tempo ottenuto

dalla Tabella 7.

Nell’anello di controllo è inserito il controllore PID collegato direttamente all’ingresso del

processo considerando quindi inizialmente una variabile di controllo continua (cioè la

velocità dei motori dei compressori è regolata mediante inverter), utile per determinare il

valore massimo della variabile di controllo e per tarare i parametri del PID con le diverse

procedure disponibili.

Figura 26 - Schema implementato in Simulink, considerando una variabile di controllo continua.

Le prestazioni del regolatore PID sono determinate dal valore dei suoi parametri, esistono

differenti metodi di taratura tra i quali è stato scelto il metodo di Haalman.

Si tratta di un metodo analitico di taratura, che si basa sulla cancellazione polo-zero, in cui

la funzione di trasferimento del regolatore è ottenuta imponendo la funzione di

trasferimento in anello aperto del sistema pari a:

A seconda che il processo sia del primo ordine più ritardo o del secondo ordine più ritardo

si ha un PI o un PID rispettivamente.

Nel caso in esame il processo è del primo ordine più ritardo si ha un PI:


41

È stato scelto questo metodo di taratura perché per il caso in esame permetteva di

ottenere un controllore PI, senza l'azione derivativa, che come precedentemente esposto

è adatta nei cicli di controllo nei quali le dinamiche dei processi sono veloci.

Nei sottosistemi e sono stati inseriti degli switch per selezionare la funzione di

trasferimento per il fronte di salita e discesa del carico e del processo.

Considerando la Figura 27 un primo switch serve per selezionare la funzione di

trasferimento, altri due per memorizzare il valore dell’uscita prima della commutazione e

regolare l’offset delle due risposte. Un terzo e ultimo switch per applicare l’offset solo

dopo la commutazione.

Figura 27 - Sottosistema della funzione di trasferimento del carico H(s).


42

Nel caso del processo in Figura 28 il sottosistema ha il doppio dei blocchi per tener conto

del fatto che il comportamento del compressore con e senza carico è differente.

Figura 28 - Sottosistema della funzione di trasferimento del processo P(s).


43

L’uscita fisica di controllo del compressore in realtà non è analogica ma di tipo

ON/OFF, è quindi necessario modulare la durata di ciascuna delle due fasi ON/OFF, sulla

base dell’uscita dell’algoritmo PID, per mezzo della tecnica PWM (Pulse Width

Modulation).

Si è fissato un periodo Tc, detto tempo-ciclo, il contatto in uscita viene tenuto ON per una

frazione di Tc

cMax

cON Tuuutu

Ttt ⋅−−

=+∆min

min)(),(

pari al valore percentuale che la variabile di controllo ha all’istante t,

cioè per un tempo

allo scadere di Tc, all’istante t+Tc, ∆ON viene ricalcolato sulla base del nuovo valore di

u(t+Tc

PWM Processo y° e u y

- PID

ON

OFF

Tc t

∆k- 1 ∆k ∆k+ 1

u

).

Figura 29 - Lo schema di regolazione a tempo proporzionale e andamento della variabile di controllo.

La scelta del tempo-ciclo Tc determina quanto viene sollecitato l'attuatore, un tempo

troppo basso solleciterebbe eccessivamente il compressore con conseguente

surriscaldamento del motore elettrico e quindi maggiore usura.

Si è tenuto conto di questo fatto imponendo Tc in modo tale che il tempo minimo tra lo

spegnimento e la successiva accensione non fosse inferiore a 60 min, Tc

Nel secondo schema implementato di

è risultata pari a

180 min.

Figura 30 è stato inserito il modulo PWM per

rendere la variabile di controllo di tipo ON-OFF, come è l’attuale azionamento dei

compressori.

Nonostante l'uscita del PWM sia stabile l'introduzione di tale modulo ha reso instabile

l'uscita del PID, ciò è dovuto al fatto che l'approssimazione introdotta con l'imposizione

del tempo di ciclo relativamente lungo non permette l'annullamento dell'errore a regime

e determina l'aumento continuo dell'azione integrale del PID.


44

Per rendere stabile l'uscita del PID è stata introdotta una saturazione dell'azione integrale

quando il sistema è senza carico in ingresso realizzando il cosiddetto gain scheduling dei

parametri del PID.

Sempre in Figura 30 il gain scheduling del PID è realizzato dallo switch, che in assenza del

carico abilità il PID1 e in presenza del carico l’altro PID.

Figura 30 - Schema implementato in Simulink, considerando l’inserimento del blocco PWM con variabile di controllo discreta.

L’algoritmo PID è stato tarato facendo riferimento come condizioni operative (punti di

lavoro) del processo la presenza o assenza di carico. Infatti come mostrato nelle prove

sperimentali al variare di quest’ultime, i parametri della funzione di trasferimento

cambiano valore, perciò si sono riadattati dinamicamente i parametri dell’algoritmo PID.

Processo y

- PID y°

u

Scheduling variabile ausiliaria

Kp, Ti, Td

Figura 31 - Schema a blocchi del Gain scheduling dei parametri del PID.


45


46

CAPITOLO 5

5 RISULTATI

Vengono riportati i risultati delle simulazioni dei sistemi implementati in Simulink.

Per le simulazioni si è utilizzato un carico medio tipico in ingresso di 16kg/h COD (vedi

Appendice E), con durata dello scarico di 500 minuti pari a circa 8,3 ore.

Nel caso dello schema di Figura 26, si è considerata una variabile di controllo continua e

ciò ha permesso di ottenere i parametri del PID utilizzando il metodo di taratura di

Haalman precedentemente descritto.

In Tabella 13 sono riportati i valori dei parametri del PID, data la differenza modesta tra la

taratura in presenza o assenza di carico si è utilizzato un solo set di parametri.

K Tp Ti d

0.0083884 53.8602 0

Tabella 13 - Parametri del PID.

In Figura 32 è riportata la risposta del sistema imponendo il set-point pari a zero, che

corrisponde a considerare il valore attuale del Redox come valore da mantenere anche

dopo l'ingresso del carico.

Figura 32 - Grafico della risposta del sistema.

0 200 400 600 800 1000 1200 1400-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

t (min)

Red

ox (m

V)

uscitacarico

kp = 0.0083884 Ti = 53.86


47

In Figura 33 è riportato l'andamento della variabile di controllo, utilizzato per determinare

il valore massimo della variabile di controllo (umax

) e quindi impostarlo nel modulo PWM.

Dal grafico si ricava che il valore massimo è pari a 1.457 mV.

Figura 33 - Grafico della variabile di controllo.

Nello schema di Figura 30, è stato introdotto il modulo PWM e il gain scheduling del PID

per rendere stabile la sua uscita, introducendo una saturazione dell'azione integrale

quando il sistema è senza carico in ingresso.

In Figura 34 è riportata la risposta del sistema imponendo il set-point pari a zero, che

corrisponde a considerare il valore attuale del Redox come valore da mantenere anche

dopo l'ingresso del carico.

0 200 400 600 800 1000 1200 14000

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

t (min)

variabile di controllo


48

Figura 34 - Grafico della risposta del sistema.

In Figura 35 è riportato l'andamento della variabile di controllo (uscita del PID) e l’uscita

ON/OFF del modulo PWM. Dal grafico si ricava che la durata di funzionamento del

secondo compressore è pari a 300 minuti a fronte della durata di 500 minuti del carico.

Figura 35- Grafico della variabile di controllo e dell'uscita del PWM.

0 200 400 600 800 1000 1200

-50

0

50

100

150

t (min)

Red

ox (m

V)

uscitacarico

kp = 0.0083884 Ti = 53.86

0 200 400 600 800 1000 1200-4

-3

-2

-1

0

1

2

t (min)

variabile di controllouscita PWM


49

L’ossidazione biologica dell’impianto di depurazione del caseificio Montirone prevede

attualmente il funzionamento di due compressori d’aria di cui uno sempre acceso ed il

secondo comandato a relè su due soglie Redox con avvio a 50mV e arresto a 100mV.

Con carico orario medio di 16 kg/h COD per 8,5 h/g il secondo compressore funziona 7

h/g in automatico con avvio quando il valore del potenziale Redox scende a 50mV e

arresto a 100 mV.

Il controllo di processo studiato nella presente tesi ha permesso di elaborare i parametri

del guadagno e della costante di tempo delle funzioni di trasferimento al variare del

carico utilizzate per implementare in ambiente Matlab/Simulink il sistema di controllo in

retroazione.

Per avere un paragone tra l’attuale funzionamento con relè del secondo compressore e il

controllo PID, della simulazione in Matlab/Simulink, imponendo come carico in ingresso

16 kg/h COD per 500 minuti (8,33ore) il secondo compressore funziona 300 minuti (5 ore)

come risulta dai grafici e dati riportati, al posto delle 7h/g del funzionamento attuale a

relè con risparmio energetico del 6,5% , con miglioramento delle prestazioni del processo

e dell’utilizzo dei compressori.


50

CAPITOLO 6

6 CONCLUSIONI

Nella presente tesi si è focalizzata l'attenzione sulla fase di ossidazione del fango attivo

per mezzo di aria compressa, poiché da essa dipende l’intero processo depurativo e

rappresenta il maggior consumo di energia elettrica in un impianto di depurazione

biologico come riportato in Appendice E.

Il sistema di controllo mediante controllore PID, studiato nella presente tesi, rappresenta

uno dei sistemi di controllo tra i più economici ed affidabili attualmente presenti nella

realtà industriale.

Nella presente tesi il controllo della fase ossidativa dell’impianto di depurazione biologica

mediante PID presenta i seguenti vantaggi tecnico-economici:

1) Ottimizza la fase ossidativa del processo biologico a fanghi attivi, regolando la

quantità di ossigeno necessario mediante il controllo del valore del potenziale

Redox rilevato dalla apposita sonda.

2) Effettua un controllo molto più affidabile del controllo on-off a relè

normalmente impiegato in alcuni impianti, che oltre alle modeste prestazioni

non è in grado di mantenere il parametro Redox all'interno di un intervallo

limitato .

3) Migliora l’utilizzo dei compressori riducendo l’usura dovuta agli avvii ed arresti,

poiché è stato impostato il tempo minimo tra arresto e successivo avvio

compatibile con le ottimali funzioni del processo.

4) Permette il risparmio energetico ed una migliore efficienza funzionale dei

macchinari preposti alla ossidazione biologica, come documentato in

Appendice E.

5) Rileva l’eventuale ingresso di reflui la cui alta concentrazione risulta tossica al

processo biologico, mediante il controllo della velocità di variazione del

potenziale Redox, in particolare per impianti non dotati di vasca di accumulo-

equalizzazione.

Anno Accademico 2008/2009 - CID Ing.Ventura srl · Controllo di un processo di depurazione...

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