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Emesso per PROGETTO DEFINITIVO

REGIONE PUGLIA

Codice CUP: E66D11000110005

POTENZIAMENTO DELL'IMPIANTO DIDEPURAZIONE DI MONOPOLI (BARI)

PROGETTO DEFINITIVO

Prot. N°: Data: Febbraio 2013 Nome file:

Cod. Progetto: 0448 Cod. SAP: 230000000726 Scala:

ACQUEDOTTO PUGLIESE S.p.A.DIREZIONE INDUSTRIALEPROID

Il Responsabile del ProcedimentoIng. Massimo PELLEGRINI

Il Direttore TecnicoIng. Raffaele ANDRIANI

RELAZIONE TECNICA DI PROCESSO

Responsabile Progetto:Ing. Donato De GiorgioIng. Maria Luisa D'Aluiso

Ing. Marco D'InnellaProgettista Opere elettriche/elettromeccaniche:P. I. Luigi Del Popolo

Progettisti:

Potenziamento dell’Impianto Depurativo di Monopoli Relazione Tecnica di Processo – Progetto definitivo

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Nome File: D.2_rel_processo MONO

INDICE

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

3. EQUALIZZAZIONE ................................................................................................... 5

4. SEDIMENTAZIONE PRIMARIA ............................................................................. 7

5. DENITRIFICAZIONE................................................................................................. 9

5. NITRIFICAZIONE/OSSIDAZIONE ....................................................................... 11 6.1 DIMENSIONAMENTO DEL REATTORE .............................................................................. 11 6.2 CALCOLO DELLE PORTATE DI RICIRCOLO ....................................................................... 12 6.3 DIMENSIONAMENTO DEI DISPOSITIVI DI AERAZIONE ...................................................... 13

7. SEDIMENTAZIONE SECONDARIA ..................................................................... 15

8. ISPESSIMENTO FANGHI ....................................................................................... 17

9. STABILIZZAZIONE DIGESTIONE ANAEROBICA DEI FANGHI ................. 20

10. ALLEGATI ................................................................................................................. 21


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1. PREMESSA L'intervento oggetto della presente relazione consiste nella realizzazione delle opere di potenziamento dell'impianto depurativo esistente, a servizio dell’abitato di Monopoli (BA). Le acque depurate devono rispettare i limiti delle Tab. 1 e Tab. 3, All. 5 del D.Lgs. 152/06 e sono recapitate nel Mare Adriatico, in linea con quanto previsto dal Piano di Tutela delle Acque.

Il progetto riguarda il potenziamento dell’impianto depurativo secondo le norme vigenti in materia ambientale, così come descritto nella relazione illustrativa. Il presente documento che costituisce la relazione tecnica di processo allegata al Progetto Definitivo è stato redatto in conformità a quanto stabilito dall’art. 26 del D.P.R. 207/2010 e dall’Allegato XXI del D. Lgs. 163/2006. La configurazione di progetto dell’impianto è illustrata nell’elaborato D1 (Relazione Generale) e EG.2 (Planimetria Generale – Stato di Progetto). Si fa presente che il potenziamento e l’adeguamento dell’impianto è scaturito da un attenta analisi effettuata congiuntamente con la società conduttrice dell’impianto (PURA S.R.L.) che, in funzione degli investimenti previsti, ha concordato ed avallato le soluzioni progettuali individuate nonché le opere in progetto qui di seguito descritte.


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2. DATI GENERALI DI PROGETTO

I dati progettuali alla base dell’elaborazione del progetto di potenziamento ed adeguamento dell’impianto sono stati ricavati dai valori forniti in letteratura per analoghi reflui di origine urbana. I valori scelti sono stati poi confrontati con i dati disponibili delle analisi delle acque in ingresso all’impianto e delle misure di portata registrati negli ultimi anni. I valori si sono mostrati in genere concordi, ma nei casi in cui le concentrazioni degli inquinanti rilevate dalle analisi sono risultate maggiori rispetto a quelle di progetto, sono stati adottati adeguati coefficienti cautelativi nel dimensionamento delle relative sezioni di trattamento. Le tabelle 1.1 ed 1.2 mostrano i valori di progetto utilizzati; mentre la tabella 1.3 riporta i limiti allo scarico imposti dalla normativa vigente per l’impianto in oggetto.

Tab. 1.1 – Caratteristiche quantitative delle acque reflue da trattare.

Parametro UM PROGETTO

Abitanti serviti AE 64.695

Dotazione idrica [l/ab d-1] 250

Coefficiente afflusso in fognatura - 0,8

Portata media (nera) giornaliera (Qm) [m3/d] 12.939

Portata media (nera) oraria [m3/h] 539

Portata di punta giornaliera (1,71 Qm) [m3/d] 22.126

Portata oraria di punta [m3/h] 922


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Tab.1.2 – Caratteristiche qualitative delle acque reflue da trattare.

Parametro UM VALORE di PROGETTO

Potenzialità

Popolazione equivalente AE 64.695

Portata

Portata media nera (Qm) [m3/d] 12.939

[m3/h] 539

BOD5

• Specifico [g/ab d-1] 60 (1)

• Totale [Kg d-1] 3.882

SST

• Specifico [g/ab d-1] 90

• Totale [Kg d-1] 5.823

Azoto totale (TKN)

• Specifico [g/ab d-1] 12(1)

• Totale [Kg d-1] 776

Fosforo totale P

• Specifico [g/ab d-1] 2

• Totale [Kg d-1] 129

(1) Parametro per il quale è stato utilizzato un coefficiente di sicurezza nel dimensionamento della relativa sezione di trattamento

Tab. 1.3 – Valori limite di emissione applicabili.

Parametro UM VALORE RIFERIMETO

SST [mg SST l-1] 35(1)

Tabella 1 e 3 Allegato 5 della parte III D.Lgs 152/2006

BOD5 [mg O2 l-1] 25(1)

COD [mg O2 l-1] 125(1)

Fosforo totale [mg P l-1] 10(2)

Azoto ammoniacale [mg N l-1] 15(2)

Escherichia coli [UFC 100 ml-1] 5.000(3)

(1) Valori riferiti alla concentrazione media giornaliera (2) Valori riferiti alla concentrazione media annua (3) Valori riferiti alla concentrazione su campione di durata 3h


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3. EQUALIZZAZIONE

La verifica della capacità di smorzamento delle punte della vasca di equalizzazione è stata effettuata utilizzando i coefficienti di variazione oraria della portata influente disponibili in letteratura per città di medie dimensioni (25.000 – 100.000 abitanti equivalenti); tali valori sono riportati nella tabella 2 e nell’allegatoo grafico 1. Il volume minimo richiesto alla vasca di equalizzazione è stato calcolato mediante il metodo dei volumi cumulati. Tale metodo consiste nel considerare una portata in uscita costante (pari alla portata media) e nello stimare il volume minimo necessario affinché nell’arco delle 24 ore la vasca risulti, per almeno un istante, sia completamente vuota che al livello di colmo.

Tabella 2

Grafico 1 – Istogramma dei coefficienti di consumo

Ore Coefficiente di consumo

1 0,30 2 0,20 3 0,20 4 0,24 5 0,30 6 0,48 7 0,87 8 1,20 9 1,35

10 1,36 11 1,46 12 1,56 13 1,50 14 1,45 15 1,43 16 1,36 17 1,36 18 1,37 19 1,38 20 1,40 21 1,25 22 0,80 23 0,70 24 0,48


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Grafico 1 – Volumi cumulati giornalmente

Calcolando l’andamento dei volumi nella vasca di equalizzazione con portata media di sollevamento pari a 540 mc/h, dal grafico allegato si ottiene il volume minimo necessario che risulta pari a 2.300 m3. Considerando un altezza utile di m 1,95 avremo una superficie rettangolare di mq 1.179 e, quindi, si procederà a costruire una vasca avente in pianta le dimensioni di (30 x 40) m suddivisa in due comparti uguali, previa demolizione parziale del vecchio comparto di trattamento preliminare, ormai fuori esercizio. In definitiva avremo una vasca di equalizzazione su due linee di volumetria complessiva pari a circa 2.400 m3. Lo svuotamento delle vasche sarà garantito da 3 elettropompe sommergibili (2+1 riserva) da 150 l/s ciascuna: due garantiranno lo smaltimento della portata media mentre la rimanente entrerà in funzione per lo smaltimento delle portate extra (saranno comandate da un appositi misuratori di livello). Le pompe saranno comunque messe sotto inverter in modo che possa esserne previsto un differente sistema di funzionamento durante lo sviluppo del sistema di teleallarme locale. La vasca sarà equipaggiata con paratoie, miscelatori sommersi da 7,1 kW e misuratore di pH.


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4. SEDIMENTAZIONE PRIMARIA

Questa fase ha come scopo l’abbattimento dei solidi sospesi sedimentabili presenti nell’influente. Prevedendo questa fase a monte dell’ossidazione biologica, si evita che le particelle sospese siano inglobate nei fiocchi di fango, appesantendoli ed inficiando i rendimenti depurativi. Il liquame chiarificato proseguirà attraverso la linea liquami, mentre il fango primario prodotto sarà convogliato alla linea fanghi (pre-ispessimento esistente). Considerato che la sedimentazione primaria esistente risulta in evidente stato di degrado, sia dal punto di vista strutturale sia per quanto riguarda le carpenterie metalliche e le apparecchiature elettromeccaniche, se ne prevede la demolizione per procedere alla realizzazione di una nuova vasca di equalizzazione oltre alla costruzione del nuovo sedimentatore primario ubicato a monte del reattore biologico. Il dimensionamento di queste tipologie d’impianto è effettuato mediante il calcolo del carico idraulico superficiale (Cis), parametro classico di dimensionamento e verifica dei decantatori, dato dal rapporto tra la portata di punta in ingresso e la superficie utile (Su) del sedimentatore stesso. Fissando un carico superficiale di 1,5 m/h alla portata di punta, si calcola la superficie complessiva di sedimentazione che risulta:

S = 922 (mc/h) / 1,5 (m/h) = 614,67 (m2)

Pertanto, ipotizzando un sedimentatore a pianta circolare di diametro, commerciale, di 28 m, avremo una superficie utile di decantazione pari a mq 615,44. Con un altezza media del sedimentatore di circa 3m avremo un volume del sedimentatore di 1.846,32 mc. D’altronde, con un tempo di ritenzione in tempo asciutto di 2,5 h avremo un volume di:

539 (mc/h) x 2,5 (h) = 1.347,5 mc Anche le verifiche sul tempo minimo di detenzione, e sulla portata allo stramazzo risultano soddisfacenti. Per quanto riguarda la produzione di fango attesa da questo comparto, essa è stata valutata sulla base del carico specifico per abitante equivalente ricavabile dalla letteratura specialistica, fissato nel valore di 54 gr /ab. x giorno. Tale valore comporta una produzione giornaliera pari a 3.493,53 kg SS /giorno. Le quantità di fango effettivamente prodotte dovranno, comunque, essere accertate mediante prove dirette sull’impianto da effettuarsi in fase di avviamento. In definitiva, la sedimentazione avrà le seguenti caratteristiche funzionali: - Carico in ingresso di BOD5 kg/d 3.882 - Carico in ingresso di COD kg/d 7.764 - Carico in ingresso di SST kg/d 5.823 Ipotizzando i seguenti rendimenti d’abbattimento: BOD5 23% COD 28% SST 56% È possibile valutare le concentrazioni d’inquinanti in uscita dalla sedimentazione primaria: - Carico in uscita di BOD5 kg/d 2.989 - Carico in uscita di COD kg/d 5.590


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- Carico in uscita di SST kg/d 2.562 Ipotizzando una percentuale di secco del fango pari al 2,5%, la portata di fango primario è data da:

Qfp = (STTin – SSTout) / (25 kg/mc) = 130 mc/d In ultimo è stata verificata la portata specifica allo stramazzo che in corrispondenza della portata media giornaliera non deve superare 200 mc/m al giorno (per stramazzi dentellati con sedimentatore circolare), nel nostro caso avremo:

12.939 (mc/d) / 87,92 (m) = 147 mc/m al giorno. Si rileva che sia la velocità ascensionale che il tempo di detenzione rientrano nei limiti consigliati dalla letteratura. In definitiva, il nuovo decantatore primario avrà le seguenti caratteristiche costruttive: - Pianta Circolare - Diametro m 28 - Superficie mq 615 - Altezza media m 3 - Volume mc 1.846 Il fango primario sarà accumulato in un pozzetto dal quale sarà sollevato direttamente ai pre-ispessitori esistenti con un’elettropompa con portata di 33 mc/h.


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5. DENITRIFICAZIONE

L’azoto totale uscente dall’impianto depurativo è pari alla differenza tra l’azoto entrante, quello eliminato in sedimentazione primaria (10% dell’azoto entrante) e quello utilizzato per la sintesi cellulare in ossidazione-nitrificazione (5% del BOD5 abbattuto). Se la concentrazione di azoto allo scarico risulta superiore ai valori ammissibili può essere ulteriormente ridotta mediante un processo biologico di nitrificazione-denitrificazione nel quale l’abbattimento dell’azoto viene ottenuto per via biologica, utilizzando una flora batterica denitrificante. In condizioni di carenza d’ossigeno, si utilizzano i nitrati presenti nella miscela aerata della vasca d’ossidazione, come fornitori d’ossigeno per le reazioni biologiche delle sostanze carbonacee in ingresso (BOD5), con eliminazione dell’azoto in forma gassosa. La vasca anossica prevederà, al posto degli aeratori, dei miscelatori che assolveranno al compito di mantenere in sospensione i fiocchi di fango di supero, senza trasferimento di ossigeno. Nella fase anossica si ha la riduzione dei nitrati da parte della biomassa eterotrofa, con consumo di una corrispondente frazione della sostanza organica biodegradabile, nella fase aerobica avviene l’ossidazione a nitrati del TKN ed è completata la rimozione del BOD5. Il processo è ottenuto in due vasche di reazione realizzate a monte dell’ossidazione biologica, nelle quali sono inviati i nitrati in condizioni di carenza d’ossigeno, per questo sono ricircolati nelle vasche i fanghi biologici, separati nella fase di sedimentazione, mentre la miscela aerata prelevata dalla fase d’ossidazione-nitrificazione sarà ricircolata in testa alla predenitrificazione. L’importante è che l’azoto sia reso alla vasca di denitrificazione in forma di nitrato e, quindi, che il processo d’ossidazione biologica consenta una sufficiente nitrificazione dell’azoto ammoniacale ed organico entrante. Il volume della vasca di denitrificazione è determinato con la formula seguente:

VD = dN / Ud X1 dove dN = azoto da eliminare in denitrificazione Ud = velocità di denitrificazione alla temperatura T di progetto (U20 = velocità di denitrificazione a 20 °C) X1 = concentrazione del fango (SSV) in vasca di denitrificazione (3500-4500 ppm) La portata di ricircolo può essere calcolata riportando in denitrificazione, con la concentrazione prevista allo scarico, tutto l’azoto che deve essere eliminato, più un 20% per tener conto della resa del processo. Sulla base dei dati di progetto riportati in tabella 1.2 il carico influente (in termini di azoto totale) risulta pari a:

TKN = 12 x 64.695 x 0,9 = 698,71 kg/g Il dimensionamento del comparto di denitrificazione viene calcolato sulla base degli abbattimenti che è necessario ottenere per rispettare i limiti allo scarico. La Tabella 3 Allegato 5 del D.Lgs 152/2006 prevede limiti allo scarico stabiliti con riferimento all’azoto ammoniacale. Tenendo conto di una frazione solubile organica che non viene degradata e di una residua frazione ammoniacale che non può essere nitrificata. Tali frazioni possono assumere i seguenti valori assoluti:

- Azoto organico non ossidato: 0.5 – 2 mg/l


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- Azoto ammoniacale residuo: 15 mg/l. Considerando i dovuti margini di sicurezza, l’azoto nitrico in uscita va previsto intorno ad un valore di 11 mg/l per il rispetto del limite sull’azoto ammoniacale di 15 mg/l. In base ai limiti delle suddette concentrazioni ammesse allo scarico, si avrà che la quantità giornaliera di azoto ammoniacale scaricabile risulta pari a:

(12.939 m3/g) x (15 mg/l ) 194 kg/g mentre quella di nitrati sarà pari a:

(12.939 m3/g) x (11 mg/l ) 142 kg/g. La portata giornaliera da nitrificare risulta quindi pari a 699 – 194 505 kg/g, la cui quota parte da denitrificare è pari a 505 – 142 = 363 kg/g. Per il dimensionamento del comparto di denitrificazione è stata adottata la metodologia di Refling Stensel, la quale permette di calcolare una velocità di denitrificazione in funzione del carico organico (come BOD5 applicato alla biomassa SSV) mantenuta in condizioni anossiche. Utilizzando come dati di progetto una temperatura minima in vasca pari a 15 °C ed una percentuale di solidi sospesi volatili (SSV) pari al 70% del totale si ha una velocità di denitrificazione pari a 0,048 Kg NO3/Kg SSV x g. Di conseguenza per denitrificare un portata di 363 kg/g occorreranno:

MSS = 363 / (0,048 * 0,7) = 10.804 Kg SS Assumendo una concentrazione media del fango in vasca pari a 4,5 kg SS/m3 (valore facilmente raggiungibile in impianti a fanghi attivi a medio-basso carico) risulta un volume per il comparto di denitrificazione pari a 10.804 / 4,5 2.401 m3, applicando al quale un coefficiente cautelativo pari ad 1,1 si ottiene un volume complessivo pari a 2.641 m3. Il tempo nominale di detenzione idraulica (valutato sulla sola portata nera) risulta di poco inferiore alle 5 ore. Pertanto l’attuale bacino di ossidazione sarà trasformato in bacino di denitrificazione realizzando due muri di riparto, distanti uno dall’altro di 24,7 m, in modo da avere due linee da 1.361 mc cadauna, ovvero:

2 x (24,7 x 14,5 x 3,8) m = 2.722 mc


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5. NITRIFICAZIONE/OSSIDAZIONE

L’azoto è presente nei liquami grezzi principalmente sotto forma di ammoniaca (nella forma dissociata NH3 o come ione ammonio NH4), derivante dalla solubilizzazione della frazione organica presente nei liquami stessi. L’azoto ammonicale può essere successivamente ossidato per via biologica a nitriti secono la reazione (semplificata):

I nitriti possono essere ulteriormente ossidati a nitrati secondo la reazione:

Il processo complessivo per cui l’azoto ammoniacale viene ossidato a nitrati prende il nome di nitrificazione ed avviene per mezzo di specifici ceppi batterici (nitrosomonas e nitrobacter) di tipo autotrofo ed, ovviamente, aerobici. All’interno della vasca di ossidazione ci sarà dunque un’ulteriore frazione di richiesta biochimica di ossigeno dovuta a queste reazioni, che andrà ad aggiungersi alla frazione risultante dall’ossidazione della sostanza carboniosa. 6.1 Dimensionamento del reattore Uno dei parametri di progetto, tradizionalmente utilizzato dalla letteratura specifica italiana è rappresentato dal fattore di carico organico Fc. Tale parametro caratterizza il grado di sviluppo dei microrganismi all’interno del reattore e di conseguenza è indice del grado di abbattimento delle sostanze nutritizie in ingresso con i liquami. Tale parametro è definito dalla seguente espressione:

Dove il numeratore rappresenta il carico organico (espresso in termini di BOD5) che perviene nel tempo t, Ca = concentrazione unitaria del fango nella vasca di ossidazione e t il tempo di contatto del fango all’interno della vasca. Dimensionalmente il parametro Fc è solitamente espresso in kg BOD5/ kg SS x giorno. Dal momento che la concentrazione di fango in vasca può essere tenuta sotto controllo variando la portata di ricircolo, il fattore di carico organico diventa un indice di scelta progettuale relativa all’abbattimento che si vuole ottenere all’interno della vasca di ossidazione. Sulla base dei dati di progetto riportati in tabella 1.2 si ricavano i carichi influenti nella vasca di ossidazione (in termini di concentrazione di BOD5 ed azoto totale).


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Per rispettare i limiti allo scarico previsti dalle Tabelle 1 e 3 Allegato 5 del D.Lgs 152/2006, pari a 25 mg/l di BOD5 e 15 mg/l di azoto ammoniacale NH4 (in base alle considerazioni fatte nel paragrafo 5 sul limite espresso in termini di azoto totale), è necessario quindi raggiungere un’efficienza di abbattimento del BOD pari al 92% associata ad un’efficienza di nitrificazione del 98%. In base ai dati sperimentali riportati da vari autori, considerando una temperatura del liquame di 15 °C, si è quindi scelto un fattore di carico organico Fc pari a 0,12 kg BOD5/ kg SS x g. E’ quindi possibile ricavare la massa totale dei solidi nel comparto di ossidazione:

64. 695 x 0,06 Mss = ------------------ = 32.347 Kg SS

0,12 Assumendo una concentrazione media di fango in vasca Ca pari a 4,5 kg SS/m3 (si veda il precedente paragrafo relativo al comparto di denitrificazione), il volume utile del comparto di ossidazione/nitrificazione risulta pari a:

Mss 32.347 V = ----------- = -------------- = 7.188 mc

Ca 4,5 Per avere a disposizione la suddetta cubatura, si prevede di utilizzare come reattore ossidativo la seconda parte dell’attuale reattore (volumetria utilizzata metà per ossidazione e metà per digestione aerobica dei fanghi), pari a 3.085,6 mc cadauna, ovvero 6.171,2 mc complessivi – 2 x (56 x 14,5 x 3,8) m - e parte delle due volumetrie, attualmente utilizzate come ossidazione per complessivi 1.586,88 mc - 2 x (14,4 x 14,5 x 3,8) m. In definitiva avremo a disposizione una volumetria ossidativa di 7.758 mc. Per una maggiore flessibilità di esercizio e per consentire interventi di manutenzione, la vasche risulteranno divise in due comparti da un setto centrale. 6.2 Calcolo delle portate di ricircolo Le portate di ricircolo (dei fanghi e della miscela aerata) sono parametri che possono essere modificati in fase di gestione dell’impianto e costituiscono uno degli strumenti principali di elasticità a disposizione del gestore. Le indicazioni riportate nel presente paragrafo sono quindi di natura puramente indicativa e devono essere verificate in fase di avviamento dell’impianto. Portata di ricircolo fanghi. Si adotta un rapporto di ricircolo R pari ad 1 (portata di ricircolo pari cioè al 100% della portata media nera Qm). In base alle formule derivanti dal bilancio di massa dei solidi si ricava la concentrazione di fango che deve garantire il sedimentatore secondario pari a:

valore che può senz’altro essere ottenuto in un sedimentatore secondario correttamente funzionante. Portata di ricircolo miscela aerata. Un efficace rendimento di rimozione dei nitrati richiede portate di ricircolo della miscela aerata molto elevate, per ridurre il più possibile la fuga di nitrati nell’effluente. In fase di progetto si tende in genere ad


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assumere una portata di ricircolo complessiva (ricircolo fanghi + miscela aerata) pari a 3 volte la portata media nera Qm. In virtù del rapporto di ricircolo R fissato precedentemente, si avrà un valore di progetto della portata di ricircolo della miscela aerata pari a 2 Qm. 6.3 Dimensionamento dei dispositivi di aerazione Il fabbisogno di ossigeno (AOR) dell’impianto dipende dalla quantità occorrente per la respirazione del substrato e per la respirazione endogena. Esso si ricava dalla seguente relazione proposta da Eckenfelder:

AOR [KgO2/d] = a (BOD5)+ b (fango attivo presente) + c (KgNamm) – d (KgNO3) dove: a: coefficiente di respirazione del substrato (espresso in KgO2/KgBOD5) b: coefficiente di respirazione endogena (espresso in KgO2/KgSS) c: fabbisogno specifico di ossigeno per ossidazione azoto ammoniacale pari a 4.6 KgO2/KgNH4-N d: coefficiente di recupero ossigeno per ossidazione azoto ammoniacale = 3 KgO2/KgNO3-N La quantità di ossigeno consumata effettivamente è pertanto ottenuta dalla somma di quello occorrente per l’ossidazione del carbonio, dell’azoto ammoniacale, di quello per la respirazione complessiva della biomassa, detraendo infine quanto recuperato in denitrificazione (in quanto ad ogni parte di nitrati ridotta corrisponde in pratica la riduzione di una parte di BOD5). Un criterio molto adottato per esprimere in modo semplificato il computo del fabbisogno di ossigeno dovuto alla frazione carboniosa delle sostanze organiche è quello del fattore di richiesta di ossigeno F0, definito come la quantità della portata di ossigeno da fornire per unità di BOD5 da abbattere in aerazione. Il valore di F0 dipende fondamentalmente da quello del fattore di carico Fc, ed in letteratura sono reperibili appositi abachi (il più utilizzato è quello di Vosloo) che associano ad ogni valore di Fc i relativi valori di F0. Nel caso presente, per una temperatura di esercizio di 15°C, il valore medio e quello di punta di F0 risultano pari rispettivamente a 1,6 KgO2/KgBOD5 abb. ed a 2,4 KgO2/KgBOD5 abb. La quantità di BOD5 da abbattere risulta pari alla portata di BOD5 entrante per il rendimento di abbattimento che si vuole raggiungere (maggiorato prudenzialmente di 3 punti percentuali rispetto a quello che si vuole realmente raggiungere): (0,95 x 64.695 x 0,06) = 3.687,61 kg/g A vantaggio di sicurezza non viene sottratta la quota parte utilizzata in denitrificazione. Moltiplicando per i fattori di richiesta di ossigeno, si hanno i seguenti fabbisogni di ossigeno (medio e di punta) per l’ossidazione della frazione carboniosa:

(QO2 carb.)medio = 1,6 3.688 5.900 kg O2/g 246 kg O2/h

(QO2 carb.)max = 2,4 3.688 8.851 kg O2/g 369 kg O2/h A questi valori va sommato l’ossigeno richiesto per la nitrificazione, pari a 4,6 363 / 24 70 kg O2/h. Anche a questo valore si applica un coefficiente cautelativo per avere un’efficace rimozione anche in condizioni di punta; tale coefficiente è assunto pari a 1,5 e porta la richiesta di ossigeno al valore di 105 kg O2/h.


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Le richieste totali di ossigeno (media e di punta) risultano dunque pari a:

(QO2 tot.)medio = 246 + 70 = 316 kg O2/h

(QO2 tot.)max = 369 + 105 = 474 kg O2/h Va sottolineato che per il dimensionamento dei dispositivi di aerazione, il quantitativo di ossigeno calcolato, con le formule precedenti, va espresso in condizioni standard (condizioni a cui convenzionalmente si riferiscono i dati di funzionamento dei dispositivi di aerazione: acqua limpida a 20°C, pressione barometrica a livello del mare di 760 mmHg e concentrazione di ossigeno disciolto uguale a zero), ed è necessario dividerlo per un opportuno coefficiente k che permette di passare dalle condizioni operative (AOR) alle condizioni standard (SOR). Tale coefficiente può essere ricavato utilizzando la seguente formula:

K = a (Csx – Cx) 1.024(t-20) / Cs dove: a : coefficiente che tiene conto della minor facilità di diffusione dell’ossigeno nella miscela aerata

rispetto all’acqua pulita e della pressione. Nel caso di liquami domestici il suo valore è pari a 0,8; Csx: concentrazione di ossigeno disciolto a saturazione alla temperatura t di esercizio; Cs: concentrazione di saturazione dell’ossigeno a 20°C nella miscela aerata, pari a 9,17 mg/l; Cx: concentrazione di ossigeno disciolto richiesto nella miscela aerata in condizioni operative alla

temperatura t. Assunto pari a 2 mg/l; t: temperatura della miscela aerata in condizioni operative (in °C). Dai calcoli effettuati si ottiene una quantità di ossigeno alle condizioni standard pari a 578 kg O2/h, da cui si ricava, considerando un rendimento dei diffusori pari al 26% con un battente liquido di quasi 4 m, una quantità di ossigeno complessiva pari a 7.942 Nmc/h. Si è scelto di alimentare ciascuna linea con un compressore centrifugo monostadio dotato di inverter (oltre ad una di riserva a servizio della stazione) avente portata massima in condizioni standard pari a 6.000 Nmc/h, in grado di erogare la portata richiesta (circa 4.000 Nmc/h) a circa il 70% della velocità massima (21.000 giri/min).


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7. SEDIMENTAZIONE SECONDARIA

L’attuale comparto di sedimentazione secondaria risulta costituito da n.2 vasche di sedimentazione circolare avente diametro interno pari a 28 m. Sulla base dei valori della concentrazione di fango in vasca di aerazione (Ca = 4 kg SS/mc) e del rapporto di ricircolo (R=1) stabiliti nei precedenti paragrafi, la superficie minima per un efficace ispessimento dei fanghi è data dalla formula:

dove FSL rappresenta il valore limite per il flusso solido, assunto cautelativamente pari a 5 kg SS/m2 x h. Si ottiene quindi un valore di Si pari a 863 m2. La superficie minima per un efficace chiarificazione dell’effluente è invece data dalla seguente formula:

dove Cis rappresenta il valore massimo del carico idraulico superficiale (vedi paragrafo 3), assunto pari a 1,5 m3/h x m2 sulla base delle indicazioni reperibili in letteratura. Si ottiene quindi un valore di Sc pari a 719 m2. La superficie in pianta dei sedimentatori è di 1.231 m2 (superiore a 863 mq), per cui è rispettata una delle verifiche idrauliche da effettuarsi su questa stazione. L’altezza liquida di 2,6 metri, oltre a garantire un efficace ispessimento ed a consentire una maggiore capacità di accumulo temporaneo dei fanghi di supero, fissa il volume complessivo dei due sedimentatori sul valore di 3.200 m3, sulla cui base sono effettuate le verifiche dei tempi di detenzione idraulica (per portata media e portata di punta), di seguito riportate: Tempo di detenzione per portata media (singola vasca): 3.200 / (2 * 539) 2,97 h Tempo di detenzione per portata di punta (singola vasca): 3.200 / (2 * 922) 1,74 h Entrambi i valori sono ampiamente al di sopra dei tempi minimi suggeriti in letteratura (2 h per portata media e 1,25 h per portata di punta) consigliati dall’EPA per impianti con potenzialità superiore a 5.000 mc/g. Il tempo di detenzione sulla portata media risulta, inoltre, ampiamente cautelativo per quanto concerne l’insorgere di fenomeni di setticizzazione (per grandi impianti si consigliano sempre tempi inferiori a 4-5 h). La quantità di fango di supero prodotta, attesa dal comparto di sedimentazione secondaria, è stata stimata sulla base dell’indice I di produzione di fango (espresso in kg SS/kg BOD rimosso), che per un impianto con Fc pari a 0,12 può essere assunto pari a 0,7. Moltiplicando tale valore per il carico giornaliero di BOD in ingresso nel comparto di ossidazione e per il rendimento di abbattimento previsto si ottiene la quantità attesa ΔM di produzione di fango di supero:

∆M = (64.695 x 0,06 x 0,75) x 0,7 x 0,92 = 1.875 kg SS/d


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Considerando una concentrazione del fango biologica del 0,8%, si ottiene:

Qfb = (1.875 / 8 kg/mc) = 234 mc SS/d

Q5h = (234 mc/d / 5 h) = 47 mc SS/h. Pertanto i fanghi di supero saranno inviati al nuovo pre-ispessitore con n°2 elettropompe aventi portata di 50 mc/h.


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8. ISPESSIMENTO FANGHI

Si procede, quindi, a verificare la potenzialità della linea fanghi.

8.1 Preispessimento fanghi

Al fine di ridurre le portate volumetriche dei fanghi da inviare alla digestione l’impianto è già dotato di due pre-ispessitori aventi diametro pari a 8 m ed altezza utile di 3,5 m.

Gli ispessitori a forma circolare sono alimentati attraverso il condotto centrale con prelievo dalla parte tronco conica centrale.

Il meccanismo di raccolta è quello convenzionale con picchetti verticale; il surnatante viene trasferito in testa all’impianto tramite la rete dei drenaggi.

I fanghi primari e secondari inviati all’ispessimento risultano nelle seguenti quantità:

SST primari = 3.494 kg SST/g (cfr. parag. 3, pag. 5)

SST secondari= 1.875 kg SST/g (cfr. parag. 3, pag. 5)

SST totali= 5.369 kgSST/g

V fango primario = 140 mc/d con percentuale in secco al 2,5% V fango secondario = 234 mc/d con percentuale in secco al 0,8% V totale = 374 mc/g Ipotizzando una densità relativa del fango primario pari a 1,03 e quella del fango secondario pari a

1,005, calcoliamo la densità relativa del fango misto secondo la seguente espressione: (140 x 1,03) + (234 x 1,005) ρ (fango misto) = --------------------------------------------- = 1,014 140 + 234 Pertanto, il fango in ingresso all’ispessitore avrà nel complesso la seguente percentuale di secco 5.369 C% = ------------------------ x 100 = 1,416 % 374 x 1,014 x 103

Scopo dell’ispessimento è l’addensamento del fango, la cui concentrazione di solidi viene

incrementata dal 2,5-5,5 % circa, in alimentazione, (25 kg SS/m3) al 8-10% circa in uscita (se trattasi di fango primario).

Gli ispessitori sono dimensionati in analogia ai sedimentatori. Tuttavia , il parametro che ha maggior incidenza è il Flusso Solido (FS) che nel caso specifico viene fissato in 80 kg SS/mq x d, pertanto il Carico di solidi in alimentazione sarà dato da:

Carico in = Q in x Conc. in = 140 (mc/g) x 50 Kg SS/mc) = 7.000 Kg SS/d


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Mentre il Calcolo di superficie e diametro sarà:

7000

S = ------------ = 87,5 mq

80

Considerato che, attualmente, l’impianto di Monopoli dispone di n.2 ispessitori aventi D = 8 m ed altezza utile di 3,5 m, la superficie complessiva è di 100,48 mq e la volumetria di 351,68 mc.

Visto che la superficie dei sedimentatori esistenti è superiore a quella di calcolo, si stabilisce che i fanghi primari saranno inviati agli ispessitori esistenti.

Verifichiamo ora il tempo di ritenzione dei fanghi primari che è dato da:

351,68 (mc)

Tr = -------------------- - = 1,256 g pari a 30,144 h

140 (mc/g) x 2

Il tempo di ritenzione (30 h) risulta inferiore a quello massimo (32h) ritenuto corretto per evitare l’insorgenza di attività biologiche anaerobiche con conseguente emissione di odori molesti.

I fanghi secondari saranno, invece, inviati ad un pre-ispessitore, di nuova costruzione avente il diametro di 10 m ed altezza utile di 3,55 m, pertanto avremo a disposizione una superficie di 78,55 mq ed un volume di 278,85 mc.

Il carico superficiale per i fanghi biologici sarà dato da:

C solidi (FS) = SST second. / Sup. totale = 1.875 / 78,55 = 23,87 kg SST/mq x g

Valore del Flusso Solido compreso tra 20 e 40 Kg SS/mq x g, (valevole per fango attivo) con concentrazione in ingresso dello 0,8-1,2 % SS e concentrazione in uscita del 2,5-3,3 % SS.

Verifichiamo ora il tempo di ritenzione dei fanghi biologici che è dato da:

278,85 x 24

Tr = -------------------- = 3,57 h

234 x 8

Il tempo di 3,6 h risulta inferiore alle 24-32 h, tempo ritenuto corretto per evitare l’insorgenza di attività biologiche anaerobiche con conseguente emissione di odori molesti.

Si calcola, infine, la portata effluente data da:

Carico in 7.000 Kg SS/d

Qeff. = -------------------- = --------------------------- = 87,5 mc/g (per i fanghi primari)

Concentraz. Out 80 Kg SS / mc


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Carico in 234 mc/g x 8 Kg SS/mc

Qeff. = -------------------- = ----------------------------------- = 74,88 mc/g (per i fanghi biologici)

Concentraz. Out 25 Kg SS / mc

Sommando le aliquote (fanghi primari e fanghi biologici) e moltiplicando per la densità ρ (fango misto) di 1,014, avremo:

Q tot. effl. = (87,5 + 74,88) x 1,014 = 164,65 mc/g

Pari ad una portata (su 6h) di circa 41 mc/h da inviare al trattamento successivo.


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9. STABILIZZAZIONE DIGESTIONE ANAEROBICA DEI FANGHI

Per consentire il mantenimento delle strutture esistenti (previo ripristino della completa funzionalità del calcestruzzo tramite bonifica ad azoto e successiva rasatura) è necessario riportare l’impianto alla completa funzionalità, effettuando una digestione mesofila (con temperature cioè dell’ordine dei 35 °C) ad alto carico (ovvero con elevata efficienza di miscelazione). Per la descrizione dettagliata degli interventi previsti si rimanda all’elaborato D.1 (Relazione Generale), nella presente relazione verrà effettuata la verifica della volumetria. Sulla base della produzione di fango attesa dai sedimentatori primari e secondari (si vedano i relativi paragrafi), la portata di fango giornaliera che è lecito attendere in ingresso al digestore risulta pari a 3.494 + 1.875 = 5.369 Kg SS/g. Per ottenere una sufficiente mineralizzazione dei fanghi all’interno di un digestore anaerobico ad alto carico, il prodotto della temperatura di esercizio (in °C) per il tempo di residenza dei fanghi all’interno del digestore stesso (espresso in giorni) deve essere uguale o maggiore di 800. Ipotizzando una temperatura di funzionamento di 35° il tempo di residenza dei fanghi deve quindi essere pari a 23 giorni circa (si noti che cautelativamente non è stata presa in considerazione l’età dei fanghi secondari). Per poter stimare il conseguente volume richiesto al digestore, è necessario conoscere la portata idraulica (espressa in m3/g) in ingresso al digestore stesso. Il flusso solido di fango è legato alla portata idraulica dal tenore di secco [%] del fango stesso. La presenza degli esistenti preispessitori statici consentono di ipotizzare il raggiungimento di un tenore di secco complessivo (miscela di fanghi primari e secondari) pari al 4%. La conseguente portata idraulica in ingresso al digestore è pari a: 5.369 * 100 ---------------- = 134,22 mc/g 4 * 1.000 che per un tempo di residenza di 23 giorni richiede un volume pari a 134 23 3.087 m3. Il volume dei due digestori primari (pari a circa 4.792 m3) è, dunque, sufficiente.


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10. ALLEGATI

Tabella 9.1 Valori numerici completi delle verifiche effettuate DATI DI PROGETTO Unità misura Abitanti civili A.E. 64.695 Dotazione idrica pro capite l/ab*d 250 Coeff.di afflusso in fognatura 0,8 Qmed giornaliera mc/d 12.939 Qmed oraria mc/h 539 Qpunta (1,5*Qm) mc/h 922 Carico organico specifico gr BOD/ab*d 60 Concentrazione BOD mg/l 300 BOD totale Kg/d 3.882 Carico SST specifico gr SST/ab*d 90 Concentrazione SST mg/l 450 SST totali Kg/d 5.823 Carico COD specifico gr COD/ab*d - Concentrazione COD mg/l - COD totale Kg/d 7.763 Carico TKN specifico gr N/ab*d 12 Concentrazione TKN mg/l 60 TKN totale Kg/d 776 Carico P specifico gr P/ab*d 2 Concentrazione P mg/l 10 P totale Kg/d 129 Fattore di carico organico Fc kg BOD/kg SS*d 0,12 Concentrazione fanghi in DEN kg SS/mc 4,5 Concentrazione fanghi in OX kg SS/mc 4,5 Concentrazione fanghi ricircolo kg SS/mc 9 Rapporto ricircolo 1 Rapporto ricircolo mixed liquor 2 SEDIMENTAZIONE PRIMARIA Numero vasche 1 Coefficiente punta 1,71 Qmed oraria mc/h 539 Qpunta (1,71*Qm) mc/h 922 Ricircolo fanghi supero NO Diametro vasca m 28 Superficie vasca mq 615 Carico idraulico superficiale mc/h*mq 1,5 Altezza liquida vasca m 2,7 Volume vasca mc 1.846 Tempo di detenzione h 2,5 Sviluppo stramazzo circolare m 87,92


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Portata allo stramazzo mc/g*m 147,17 PREDENITRIFICAZIONE % SSV % 70% Azoto TKN Kg/d 776 Limite azoto ammoniacale allo scarico mg/l 15 Limite nitrati allo scarico mg/l - Limite giornaliero azoto amm. scaricabile Kg/d 194 Limite giornaliero nitrati scaricabili Kg/d - Rendimento nitrificazione richiesto % 98% Rendimento denitrificazione richiesto % 80% Temperatura esercizio °C 15 Velocità denitrificazione a 15° 0,048 Q nitr kg/d 505 Q den kg/d 362,7 Solidi necessari a denitrificare Qnitr Kg SS 10.804 Concentrazione media vasca den Kg SS/mc 4,5 Volume richiesto mc 2.641 Tempo di detenzione idraulica h 5 NITRIFICAZIONE/OSSIDAZIONE Rendimento richiesto abbattimento BOD % 92% Coeff. Punta carico sostanze ammoniacali 1,5 Temperatura esercizio °C 15 Concentrazione media vasca nitr Kg SS/mc 4,5 Fattore richiesta ossigeno fraz. Carboniosa (medio) kgO2/kgBOD ab 1,6 Fattore richiesta ossigeno fraz. Carboniosa (punta) kgO2/kgBOD ab 2,4 Massa Solidi Totali vasca nitrificazione kg 32.347 Volume utile mc 7.188 Coefficiente di sicurezza 0,72 Volume richiesto mc 7.758 Lunghezza scelta m 70,4 Larghezza scelta m 29 Altezza utile m 3,8 Tempo di detenzione idraulica h 13,36 Età del fango gg 9 DIMENSIONAMENTO AERAZIONE AOR [KgO2/d] = a (BOD5)+ b (fango attivo presente) + c (KgNamm) – d (KgNO3) a coefficiente respirazione del substrato KgO2/KgBOD5 0,5 b coefficiente respirazione endogena KgO2/KgSS 0,1 c fabbisogno specifico ossigeno ossidaz. azoto amm. KgO2/KgNH4-N 4,6 d coefficiente recupero ossigeno ossidaz. nitrati KgO2/KgNO3-N 3,0 Quantità BOD da abbattere kg/d 3.688 Richiesta O2 (medio) ossidazione fraz. carboniosa kg O2/h 246


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Richiesta O2 (punta) ossidazione fraz. carboniosa kg O2/h 369 Richiesta O2 per nitrificazione (medio) kg O2/h 316 Richiesta O2 per nitrificazione (punta) kg O2/h 474 AOR giornaliero KgO2/d 12.192 AOR orario KgO2/h 578 O2 eff = O2 teor / a(Cs-Ce)*T^(t-20)/Cs20 kg O2/h 1.105 a=fatt.corr per trasf.O2 0,80 Cs=conc. sat. a T mg/l 8,68 Cs20= conc. O2 a sat. mg/l 9,17 Ce=conc. O2 in vasca mg/l 2,00 T= coeff. corr. temp. 1,024 T max progetto °C 20 t= temp min di prog. °C 15 Rendimento diffusori % 26% Conc. Aria mg/l 0,28 Portata aria complessiva impianto Nm3/h 7.942 Portata specifica diffusore Nmc/h 6,68 Totale diffusori necessari n 1.762 RICIRCOLO FANGHI conc. sedim. secon. kg/mc 9 conc SS in vasca kgSS/mc 4,5 portata media mc/h 539 R=Fc/(Xs-Fc) % 100,00% Qr=Rx Qm mc/h 539 Qr max= Qm mc/h 539 SEDIMENTAZIONE SECONDARIA Numero vasche n 2 Valore limite flusso solido totale portata media Kg SS/mq*h 5 Valore max Carico idraulico superficiale mc/h*mq 1,5 Superficie minima ispessimento mq 863 Diametro scelto m 28 Altezza liquida m 2,6 Superficie vasca mq 615 Superficie complessiva vasche mq 1.231 Volume vasca mc 1.600 Volume complessivo vasche mc 3.200 Tempo detenzione portata media h 2,97 Tempo detenzione portata punta h 1,74 Indice di produzione del fango KgSS/kgBOD r. 0,7 Quantità fango supero prodotto KG SS/g 1.875 Portata giornaliera fango supero prodotto mc SS/g 234 Portata oraria fango supero prodotto (5 ore) mc SS/g 47

POTENZIAMENTO DELL'IMPIANTO DI … · Donato De Giorgio Ing. Marco D'Innella Progettista Opere...

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