R2A - Relazione processo, dimensionamento e calcolo

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R2A - Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Via XXV Aprile, 18 - Rovato
COMUNE DI FLERO
PROVINCIA DI BRESCIA
AMPLIAMENTO IMPIANTO DI DEPURAZIONE
DELLE ACQUE REFLUE DEL COMUNE DI FLERO
PROGETTO DEFINITIVO
R.02A – Relazione processo,
dimensionamento e calcolo
Rovato, settembre 2014
Il responsabile progettazione AOB2
Dott. Ing. Mauro Olivieri
.
Il progettista
Dott. Ing. Luca Bertini
AOB2 s.r.l.
Ampliamento impianto di depurazione di Flero (BS)
Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
INDICE
1.0
QUADRO NORMATIVO – LIMITI ALLO SCARICO ........................................................................ 3
2.0
PORTATE E CARICHI INQUINANTI .............................................................................................. 5
3.0
SEZIONI DI TRATTAMENTO ED OPERE PREVISTE ................................................................... 7
3.1
SEZIONI DI TRATTAMENTO ......................................................................................................... 7
3.2
OPERE PREVISTE ........................................................................................................................ 8
4.0
DIMENSIONAMENTO DELLE SEZIONI DI TRATTAMENTO ........................................................ 9
4.1
MICROGRIGLIATURA INIZIALE .................................................................................................... 9
4.2
DISSABBIATURA ......................................................................................................................... 13
4.3
DIMENSIONAMENTO SEZIONE BIOLOGICA ............................................................................ 14
4.3.1
VERIFICA COMPARTO BIOLOGICO – MODALITA’ PROGETTO PERIODO INVERNALE .... 15
4.3.2
DEFINIZIONE DEI VOLUMI NORMALIZZATI ........................................................................... 24
4.3.3
VERIFICA COMPARTO BIOLOGICO – MODALITA’ VERIFICA PERIODO INVERNALE ........ 24
4.3.4
VERIFICA COMPARTO BIOLOGICO – MODALITA’ VERIFICA PERIODO ESTIVO ............... 33
4.3.5
CARATTERISTICHE ANALITICHE DEL REFLUO IN USCITA DALLA SEZIONE BIOLOGICA 35
4.4
DIMENSIONAMENTO SEZIONE DI PRECIPITAZIONE CHIMICA DEL FOSFORO ................... 36
4.5
DIMENSIONAMENTO SEDIMENTAZIONE FINALE ................................................................... 37
4.5.1
VERIFICA DELLA SEZIONE ..................................................................................................... 37
4.5.2
CALCOLO DELLA CONCENTRAZIONE DEI SOLIDI SOSPESI NELL’EFFLUENTE E
PRODUZIONE DI FANGO DI SUPERO ................................................................................................ 39
4.6
DIMENSIONAMENTO DISINFEZIONE FINALE .......................................................................... 40
4.7
STABILIZZAZIONE AEROBICA DEI FANGHI.............................................................................. 41
4.8
DISIDRATAZIONE MECCANICA DEI FANGHI............................................................................ 43
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
1.0
QUADRO NORMATIVO – LIMITI ALLO SCARICO
Nelle tabelle seguenti sono riportati i limiti assunti nella presente progettazione in accordo con la
normativa vigente, secondo quanto analizzato nella Progetto Preliminare al quale si rimanda.
È’ stato considerato che il refluo venga scaricato in “area sensibile”.
I livelli di depurazione da raggiungere nel medio e lungo periodo sono stati fissati in conformità ai
parametri stabiliti nella legislazione vigente (D. Lgs. 152/2006, Piano di Tutela ed Uso delle Acque
(PTUA) della Regione Lombardia, Regolamento Regione Lombardia n. 3/2006 “Disciplina e regime
autorizzativo degli scarichi di acque reflue domestiche e reti fognarie”).
Nelle tabelle seguenti si riportano i limiti di emissione del D.Lgs. 152/06 e del Regolamento n° 3/2006
Regione Lombardia per gli impianti di acque reflue urbane con potenzialità >10000 A.E, considerando
la previsione di crescita negli anni futuri.
Parametri
> 10.000 AE
Concentrazione [mg/l]
BOD5
≤ 25
COD
≤ 125
Solidi sospesi
≤ 35
Tabella 1: D.Lgs. 152/2006 – All.5 – Tab. 1
Parametri
10.000 – 100.000AE
Concentrazione [mg/l]
P tot
≤ 2
N tot
≤ 15
Tabella 2: D.Lgs. 152/2006 – All.5 – Tab. 2 (scarico in aree sensibili)
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Parametri
Concentrazione [mg/l]
P tot
≤ 10
N - ammoniacale
≤ 15
N - nitroso
≤ 0,6
N - nitrico
≤ 20
Tabella 3: D.Lgs. 152/2006 – All.5 – Tab. 3
Parametri
> 10.000 AE
Concentrazione [mg/l]
BOD5
≤ 25
COD
≤125
Solidi sospesi
≤ 35
P tot
≤
N tot
≤ 15
2
Tabella 4: Regolamento Regione Lombardia n°3/2006 – Tab. 5
Parametri
> 10.000 AE
Concentrazione [mg/l]
P tot
≤ 2
N tot
≤ 15
Tabella 5: Regolamento Regione Lombardia n°3/2006 – Tab. 6 (scarico in aree sensibili)
Secondo le indicazioni fornite nelle tabelle sovrastanti si riassumono, nella seguente tabella 6, i limiti
allo scarico da rispettare per l’impianto di Flero a progetto per 18.000 A.E.
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Parametri
18.000 AE
Concentrazione [mg/l]
BOD5
≤ 25
COD
≤ 125
Solidi sospesi
≤ 35
P tot
≤ 2
N tot
≤ 15
N - nitroso
≤ 0,6
Tabella 6: Limiti a progetto del potenziamento
Inoltre, in considerazione delle caratteristiche ambientali ed igienico sanitarie del ricettore e come
consigliato dal D.Lgs.152/06, devono prevedersi opere tali da poter garantire oltre ai limiti sopraccitati
anche un livello di:
Escherichia Coli
UFC/100 ml ≤ 5.000
Questo limite verrà specificato in sede di autorizzazione allo scarico.
2.0
PORTATE E CARICHI INQUINANTI
Come indicato nella relazione illustrativa si assume quale base per il dimensionamento la popolazione
equivalente di 18.000 A.E. al 2035.
In funzione del numero di AE indicato precedentemente è possibile stimare la portata totale affluente
all’impianto di depurazione; assumendo una dotazione idrica pari a 300 l/AE*d risulta una portata
giornaliera QM pari a 4.320 mc/d considerando un coefficiente di afflusso pari a 0,8.
La portata media nelle ore diurne riferita al mese di massimo consumo, definita come portata di
calcolo QC, viene valutata moltiplicando QM per il fattore K1 (funzione anche della dimensione del
centro abitato) che nel caso specifico si assume pari a 1,5.
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La portata massima, definita Q750, è infine stata calcolata utilizzando l’apporto pro capite di 750 litri per
abitante equivalente al giorno, uniformemente distribuito nelle 24 ore; tale valore viene utilizzato
anche per la verifica del profilo idraulico lungo le varie sezioni dell’impianto.
Si riassumono nella successiva tabella i parametri assunti per il dimensionamento dell’impianto di
depurazione anche in riferimento a quanto indicato nella relazione illustrativa.
Definizione
Unità di misura
PARAMETRI GENERALI
Abitanti equivalenti di progetto
N°
Dotazione idrica
l/ab*d
Coefficiente di afflusso in fognatura
Dotazione idrica netta
l/ab*d
Coefficiente di punta K1
PARAMETRI CHIMICO – FISICI E BIOLOGICI
BOD
g/ab*d
COD
g/ab*d
SST
g/ab*d
Ntot
g/ab*d
Ptot
g/ab*d
Temperatura invernale del refluo
°C
Temperatura estiva del refluo
°C
pH
3
Concentrazione di biomassa in vasca
KgSS/m
PARAMETRI IDRAULICI
3
Portata media giornaliera in tempo asciutto QM
m /d
3
Portata di calcolo QC
m /d
3
Portata media giornaliera in tempo di pioggia Q750
m /d
Valore
18.000
300
0,8
240
1,5
60
110
70
12
1,5
12
20
7,2
4
4.320
6.480
13.500
Tabella 7: Parametri di dimensionamento utilizzati a base di calcolo
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3.0
SEZIONI DI TRATTAMENTO ED OPERE PREVISTE
Per perseguire gli obiettivi proposti mediante la realizzazione di un impianto di tipo tradizionale si deve
prevedere la realizzazione di un trattamento biologico con denitrificazione e nitrificazione e con
stabilizzazione aerobica separata dei fanghi.
3.1
SEZIONI DI TRATTAMENTO
L’impianto di depurazione a seguito dell’intervento previsto assumerà le seguenti fasi e sezioni di
trattamento.
Per la linea di trattamento liquami:
•
sezione di grigliatura fine;
•
sezione di dissabbiatura;
•
vasca di equalizzazione – rilancio;
•
vasca di trattamento biologico a fanghi attivi (denitrificazione – nitrificazione);
•
sezione di precipitazione chimica del fosforo;
•
vasca di sedimentazione;
•
vasca di disinfezione finale.
Per la linea di trattamento fanghi:
•
stazione di ricircolo dei fanghi;
•
sezione di digestione aerobica;
•
disidratazione meccanica.
A completamento si realizzerà un sistema di telecontrollo tale da consentire l’acquisizione e
l’elaborazione delle informazioni inerenti alle anomalie di funzionamento, con dispositivi di teleallarme
e telecontrollo da una stazione remota.
Verrà infine realizzato un nuovo locale tecnico adibito a sala quadri elettrici, sala soffianti e locale ad
uso ufficio – spogliatoio ove si prevede la realizzazione di un servizio igienico e di lavatoio per
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consentire agli addetti alla gestione di effettuare le eventuali necessarie operazioni di pulizia alla
persona.
Quali
accorgimenti
per
il
contenimento
dell’impatto
ambientale
sono
previste
cabine
di
insonorizzazione sulle apparecchiature di produzione aria a servizio del trattamento biologico che,
unitamente al sistema di trasferimento dell’ossigeno con diffusori a microbolle, contribuiscono in
maniera significativa alla riduzione sia della pressione sonora residua sia alla produzione di aerosol.
Verrà inoltre impermeabilizzata l’area di transito e sosta dei mezzi operativi interni all’impianto
prevedendo inoltre la raccolta e il convogliamento delle acque meteoriche raccolte dalle superfici
asfaltate.
Vengono infine previsti interventi atti ad armonizzare l’estetica e l’inserimento dell’impianto nel
contesto ambientale, mediante la realizzazione di aree a verde e di una barriera arborea perimetrale.
3.2
OPERE PREVISTE
L’intervento a progetto, rappresentato nelle tavole grafiche allegate, consiste nella realizzazione delle
opere civili ed impiantistiche, come di seguito specificato:
•
Grigliatura fine: è prevista la realizzazione in testa all’impianto di una griglia autopulente del
tipo a cestello rotante in cassone con luce libera di passaggio pari a 3 mm;
•
Dissabbiatura: è prevista la realizzazione, all’interno dell’attuale vasca di prima pioggia, di un
dissabbiatore tipo “pista” con annesso classificatore delle sabbie;
•
Equalizzazione – rilancio: l’attuale vasca d’ispessimento verrà convertita installando
opportuni sistemi di miscelazione del refluo e dotandola di elettropompe per il rilancio del
refluo alla sezione biologica;
•
Trattamento biologico: il trattamento biologico adottato prevede un trattamento integrato di
nitrificazione-denitrificazione, in cui, oltre alla metabolizzazione del carico organico, è operata
l’eliminazione dell’azoto contenuto nei liquami. Si prevedono n° 2 linee in parallelo di
realizzazione ex-novo;
•
Precipitazione chimica del fosforo: verrà realizzata una stazione di stoccaggio e dosaggio
della soluzione coagulante (cloruro ferrico 41%) opportunamente confinata in vasca di
contenimento di sicurezza;
•
Sedimentazione: per la fase di sedimentazione dei fanghi e chiarificazione delle acque si
realizza una vasca circolare dotata di carroponte recuperando e adattando l’attuale bacino
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combinato concentrico avente comparti biologici sulla corona esterna e sedimentatore
centrale.
•
Disinfezione finale: verrà realizzata una nuova vasca di contatto per il dosaggio in
emergenza della soluzione disinfettante;
•
Stabilizzazione dei fanghi: si prevede di realizzare la fase di stabilizzazione aerobica
mediante recupero e adeguamento della attuale vasca di denitrificazione in aggiunta alla
vasca di stabilizzazione già presente, che dovrà essere oggetto di sistemazione della struttura
e elettromeccanica; essa avrà funzione anche di ispessimento;
•
Disidratazione fanghi: si prevede di adeguare l’attuale edificio ed impianto di disidratazione
dei fanghi accumulati in vasca di digestione mediante centrifuga.
A completamento, si prevede la realizzazione del locale quadro elettrico e locale compressori,
compresa l’insonorizzazione.
Viene inoltre realizzato uno spogliatoio con servizio igienico dotato di doccia, WC e lavabo.
L’intervento prevede la realizzazione di barriera arborea, con livellamento e finitura mediante manto
bituminoso delle superfici di transito e stazionamento per la fase di disidratazione, comprensiva della
raccolta e invio in testa all’impianto delle acque di pioggia o lavaggio.
4.0
DIMENSIONAMENTO DELLE SEZIONI DI TRATTAMENTO
4.1
MICROGRIGLIATURA INIZIALE
I liquami in arrivo all’impianto sono caratterizzati dalla presenza di solidi in sospensione per la cui
rimozione si è prevista l’installazione di una griglia autopulente, del tipo a cestello rotante, in cassone
con luce libera di passaggio pari a 3 mm. L’apparecchiatura verrà posizionata in sommità al nuovo
manufatto di dissabbiatura.
3
La sezione è stata dimensionata per la massima portata di progetto (562,5 m /h) in modo che non si
verifichino traboccamenti di liquame anche con elevate concentrazioni di solidi sospesi.
Il funzionamento avverrà in automatico mediante l’utilizzo di un sensore a pressione differenziale
direttamente installato all’interno del contenitore che, ogni qualvolta rileverà il superamento della
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soglia di pressione/livello impostata, determinerà l’avvio del ciclo di pulizia e lavaggio
dell’apparecchiatura.
L’apparecchiatura è dotata di una valvola di sezionamento che permette l’esclusione della stessa e lo
scarico nel canale di adduzione alla sezione di dissabbiatura in occasione delle operazioni di
manutenzione straordinaria o fuori servizio prolungato della stessa.
Il materiale grigliato è compattato dalla griglia viene trasportato e scaricato nel cassonetto di raccolta
posizionato al livello inferiore; lo scarico dell’apparecchiatura è inoltre dotato di sacco continuo in
polietilene per il contenimento delle emissioni odorigene e la limitazione del rischio biologico connesso
alla manipolazione dello stesso da parte degli operatori.
Le principali caratteristiche dell’apparecchiatura sono:
DESCRIZIONE DELL’APPARECCHIATURA
Griglia fine costituita da un cestello rotante con coclea coassiale di asportazione, lavaggio e
compattazione del grigliato, prima del suo scarico in apposito cassonetto. Le acque fluiscono
all’interno della gabbia cilindrica inclinata di 35° sull’orizzontale e, attraverso le luci libere tra i fori,
tornano nel contenitore. La gabbia filtrante che costituisce il cestello rotante, è chiusa alla sommità
superiore intorno al tubo di contenimento della coclea, per evitare, in caso di improvvisi sovraccarichi
idraulici e/o di grigliato, lo stramazzo di acque non grigliate. La gabbia filtrante è generalmente ferma
e, solo quando il massimo intasamento determina un aumento della perdita di carico oltre i limiti
impostati, compie una rotazione solidamente con la coclea coassiale, raccogliendo i solidi trattenuti e
facendoli cadere nella tramoggia della coclea. I solidi, durante il trasporto con la coclea, dalla
tramoggia di raccolta alla camera di pressione, vengono lavati tramite appositi ugelli, e quindi
disidratati fino a raggiungere un tenore di secco del 35%. Un particolare sistema di controlavaggio a
pressione durante la rotazione, garantisce inoltre la costante perfetta pulizia del cestello filtrante da
qualsiasi tipo di solidi. Il contenimento di tutte le apparecchiature in cofani chiusi, il lavaggio del
grigliato, e la compattazione dello stesso prima dello scarico, evitano inoltre la possibilità di
spandimenti di liquami e/o cattivi odori. Vista la totale assenza di organi di sfregamento e/o attriti vari
(pettini, catene, ecc.), questa griglia risulta particolarmente adatta anche all’applicazione su reflui
contenenti notevoli quantità di materiali abrasivi (sabbie, sassi, scorie metalliche, ecc.), mantenendo
inalterate nel tempo le proprie caratteristiche di affidabilità, sia dal punto di vista dei rendimenti che
degli interventi di manutenzione. Le possibilità di poter variare le misure dei vari componenti
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(larghezza cestello, lunghezza coclea di asporto ecc.) consentono inoltre di adattare questo tipo di
apparecchiatura a qualsiasi esigenza di installazione.
Griglia fine a cestello rotante in lamiera forata, completamente chiusa sulla parte posteriore per evitare
lo stramazzo delle acque, con coclea di asporto e compattazione integrata del grigliato, posta in
apposito contenitore.
CARATTERISTICHE TECNICHE
•
Portata idraulica max. in acqua pulita 228 l/s;
•
Portata max. con refluo 158 l/s;
•
Spaziatura (lamiera forata) 3 mm;
•
Diametro cestello filtrante 1200 mm;
•
Inclinazione della macchina rispetto all’orizzontale 35°;
•
Grado di compattazione del grigliato 35% SS;
•
Lunghezza totale lungo l'asse della macchina 4400 mm;
•
Lunghezza di ingombro 4700 mm;
•
Larghezza di ingombro 1480 mm;
•
Altezza di scarico (da piano d’appoggio)* 2285 mm;
•
Altezza di ingombro (da piano d’appoggio) 3120 mm;
•
Diametro coclea 273 mm;
•
Potenza del motore elettrico 1,5 kW;
•
Tensione di alimentazione trifase 50 Hz 400 V;
•
Giri al minuto della coclea 8,3 n°/min;
•
Protezione del motore IP 65;
•
La macchina (tranne il motoriduttore) è costruita interamente in acciaio inossidabile
1.4307 (AISI 304L) equivalente o superiore, compresa la coclea di trasporto con albero,
ed è sottoposta per intero, prima dell’assemblaggio, ad un idoneo trattamento di
decapaggio a bagno in soluzione acida, seguito da un trattamento di passivazione in
atmosfera controllata.
ACCESSORI INCLUSI
•
Barra di lavaggio con relativa elettrovalvola Burkett da 1” ¼ per il cestello rotante e
attacco rapido per l’acqua tecnica di controlavaggio;
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•
Dispositivo automatico per il lavaggio della zona di compattazione con relativa
elettrovalvola Burkett da 1”;
•
Sistema di insaccamento automatico del grigliato tramite sacco continuo mod. Longopac,
modello Longopac lunghezza complessiva 70 m (altezza di ingombo ca. 350mm);
•
Sistema di rimozione stracci con lama-taglia-stracci;
•
Contenitore in acciaio inossidabile trattato come l’intera macchina, con flangia e cartella
DN 400 per l'afflusso dei liquami e flangia e cartella DN 500 per il deflusso DIN 2576;
•
Scarico delle acque provenienti dalla zona compattazione entro il canale;
•
Quadro elettrico di comando, protezione IP55, in acciaio verniciato a polvere, colore
RAL, contenente tutti i componenti indispensabili al funzionamento automatico di
ciascuna macchina, PLC Siemens, visualizzazione interfaccia macchina utente
polifunzionale Siemens: interruttore di livello differenziale (purga d’aria), teleruttori,
limitatore di coppia Siemens, tasti di marcia e arresto, inversione ed arresto, interruttore
generale, sicurezze magnetotermiche, morsettiera comprendente contatti privi di
potenziale per la segnalazione a distanza dello stato di funzionamento. Il tutto sarà
eseguito nel rispetto delle norme CEI - IEC e secondo la regola dell'arte;
•
Scatole di comando locale in esecuzione IP65 per l’azionamento della singole griglie in
funzione manuale, che comprende: interruttore a chiave per l’abilitazione all’esercizio,
selettore AVANTI – 0 – INDIETRO, tasto a fungo STOP EMERGENZA. Quest’accessorio
è indispensabile qualora si preveda l’installazione del quadro di comando in posizione
remota;
•
Dispositivo "I.R.G.A." per la pulizia della griglia ed il lavaggio del grigliato dalle sostanze
organiche / fecali. Esso sarà costituito da tre stadi: barra longitudinale forata per il
lavaggio grossolano; barriera di lavaggio per il lavaggio fine; microlavaggio tramite tre
ugelli spruzzatori disposti all’inizio del tubo di trasporto ed orientati secondo diverse
direzioni. Il sistema di lavaggio è corredato di elettrovalvole il cui comando è integrato nel
quadro di comando della macchina;
•
Tramoggia di scarico materiale grigliato come da elaborati grafici.
SERVIZI DA FORNIRE
•
Energia elettrica: 1,5 kW;
•
Acqua di rete: 3,3 l/s a 5 bar con utenza attiva
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4.2
DISSABBIATURA
Per la separazione delle sabbie verrà adottato un dissabbiatore dinamico a vortice; in queste unità la
velocità del flusso, che normalmente determina la sedimentazione delle parti a più elevato peso
specifico, è praticamente indipendente dalla portata essendo il moto di sedimentazione indotto da una
pala rotante a velocità opportuna.
La vasca ha una sezione circolare con fondo a tramoggia; il liquame viene alimentato tangenzialmente
al fine d’ottimizzare lo sviluppo di un moto circolare che determina la sedimentazione delle particelle
pesanti.
Le sabbie, che sedimentano sul fondo della tramoggia, vengono periodicamente lavate mediante un
getto d’acqua in pressione e, successivamente, estratte mediante un idroestrattore.
Il materiale estratto (miscela acqua – sabbia) viene trasferito dall’idroestrattore all’interno di un
classificatore delle sabbie che determina la separazione finale delle sabbie dalla miscela ed il
contestuale trasporto nel cassonetto di raccolta.
L’unità di dissabbiatura è stata dimensionata per la massima portata alimentabile all’impianto ovvero
3
di 562,5 m /h.
La sezione di dissabbiatura è dotata di panconi di sezionamento per l’intercettazione del refluo al fine
di bypassare la sezione in caso d’interventi manutentivi straordinari.
La sezione di dissabbiatura presenta le seguenti caratteristiche:
•
Diametro vasca: 3.000 mm;
•
Diametro idroestrattore: DN80
•
Portata d’aria idroestrattore 80 Nm /h, prevalenza 5 m;
•
Portata miscela sabbia-acqua estratta: 7 l/s;
•
Portata classificatore delle sabbie: 10 l/s.
3
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4.3
DIMENSIONAMENTO SEZIONE BIOLOGICA
Nella tabella successiva vengono riassunti i dati di progetto assunti quale base di calcolo per lo
sviluppo del dimensionamento della sezione biologica.
Dati sezione biologica
U.M.
Valore
Abitanti Equivalenti
N°
18.000
Dotazione idrica
l/ab*g
300
Coefficiente d’afflusso
-
0,8
Tipo di fognatura
-
Portata media giornaliera (QM)
Separata
3
4.320
3
m /d
Portata media oraria (Q24)
m /h
180
BOD5
gr/ab*d
60
COD
gr/ab*d
110
TKN
gr/ab*d
12
Ptot
gr/ab*d
1,5
SST
gr/ab*d
70
T (invernale)
°C
12
T (estiva)
°C
20
pH
-
7,2
3
MLSS (concentrazione biomassa in vasca)
Kg SS/m
Concentrazione ossigeno in vasca
mg/l
2,0
3
m /h
270
mg/l
3,0
mg/l
6,0
Portata di ricircolo dei fanghi (Qr)
Concentrazione di progetto
+
N-NH4
allo scarico
Concentrazione di progetto N-NO3 allo scarico
4,0
Tabella 8: Parametri di dimensionamento utilizzati a base di calcolo per la sezione biologica
Il dimensionamento della sezione biologica verrà sviluppato mediante l’ausilio di un apposito modello
matematico basato su equazioni allo stato stazionario che definiscono il rendimento delle varie fasi di
trattamento del processo biologico mediante un algoritmo di conoscenza di tipo “euristico” (Knowledge
based) che attribuisce un valore, tramite apposito indicatore, al grado di funzionamento del processo
stesso.
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Il dimensionamento è stato effettuato mediante il programma specialistico di calcolo “SwaterPRO” che
risulta particolarmente idoneo alla progettazione ed alla verifica delle condizioni di processo in impianti
a fanghi attivi a biomassa sospesa.
La logica utilizzata per il dimensionamento delle sezioni è la seguente:
•
Definizione dei carichi in ingresso;
•
Simulazione mediante software in “modalità progetto” nelle condizioni invernali (12°C):
in questa fase, il programma di calcolo, fissati i carichi e le condizioni al contorno
determina i volumi minimi necessari per il raggiungimento degli obbiettivi depurativi
richiesti ovvero determina la volumetria del comparto di denitrificazione, quello di
nitrificazione – ossidazione ed il rapporto di ricircolo della miscela aerata.
•
Definizione dei “volumi normalizzati” delle vasche biologiche ottenuti dalla prima
simulazione: il processista definisce un valore tendenzialmente superiore a quanto
ottenuto dalla simulazione di calcolo sia per ottenere valori omogenei in termini di
lunghezza, larghezza e profondità sia, qualora lo ritenga necessario, per porre un
congruo fattore di sicurezza;
•
Simulazione mediante software in “modalità verifica” in condizioni invernali (12°C): in
questa fase, introdotti nel programma di calcolo i volumi definiti dal processista e le
condizioni al contorno, vengono calcolate le concentrazioni degli inquinanti attese in
uscita alla sezione biologica;
•
Simulazione mediante software in “modalità verifica” in condizioni estive (20°C): la
presente fase rispecchia sostanzialmente la precedente con l’eccezione che la
simulazione è condotta alla temperatura estiva.
4.3.1
VERIFICA COMPARTO BIOLOGICO – MODALITA’ PROGETTO PERIODO INVERNALE
In input al programma di calcolo vengono forniti i valori relativi ai seguenti parametri:
•
Numero di abitanti equivalenti, Nab;
•
Dotazione idrica pro-capite, DI;
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AOB2 s.r.l.
Ampliamento impianto di depurazione di Flero (BS)
Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
•
Coefficiente di afflusso in fogna, φ;
•
Portata industriale (se presente), Qindustriale;
•
Portata di pioggia (se definita), Qpioggia;
•
Carichi inquinanti specifici per abitante equivalente [g/ab×d], BOD5, SST, TKN, NH4 ,
+
P, MBAS, oli-grassi.
Calcolo delle portate in ingresso all’impianto
Automaticamente il software calcola le seguenti portate:
•
Portata media giornaliera (QM):
3
Qmed(24) [m /h] = Nab×φ×DI/24000 + Qindustriale/10
•
Portata minima notturna:
3
Qmin(48) [m /h] = 24×Qmed(24)/48 = 0.5×Qmed(24)
•
Portata di punta diurna:
3
Qmax(14) [m /h] = 24×Qmed(24)/14 = 1.7×Qmed(24)
•
Portata media diurna:
3
Qmed(18) [m /h] = 24×Qmed(24)/18 = 1.3×Qmed(24)
•
Portata totale giornaliera (QM):
3
Q24h [m /d] = Qmed(24)×24
Calcolo dei carichi inquinanti in ingresso all’impianto
La valutazione delle concentrazioni degli inquinanti presenti nell’effluente grezzo in ingresso viene
effettuata sulla base dei carichi specifici fissati per ciascuno di essi:
•
Carico organico:
BOD5 [mg/l] = Nab× BOD5 [g/ab×d] /24× Qmed(24)
•
Carico di solidi sospesi:
SST [mg/l] = Nab× SST [g/ab×d] /24× Qmed(24)
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
•
Carico di azoto:
TKN [mg/l] = Nab× TKN [g/ab×d] /24× Qmed(24)
•
Carico di fosforo:
P [mg/l] = Nab× P [g/ab×d] /24× Qmed(24)
•
...
Nella sottostante tabella vengono riportati i valori dei parametri indagati, distinguendo tra quelli inseriti
in input e quelli restituiti in output dal software:
Impianto: Flero
Modalità: Progetto
Data: 09/2014
INPUT
OUTPUT
3
Nab [N]
18.000
Qmed(24) [m /h]
DI [l/ab×d]
300
Qmin(48) [m /h]
φ [-]
0,8
Qmax(14) [m /h]
-
Qmed(18) [m /h]
Qpioggia [m /h]
-
Q24h [m /d]
4.320
BOD5 [g/ab×d]
60
BOD5 [mg/l]
250
SST [g/ab×d]
70
SST [mg/l]
291,7
TKN[g/ab×d]
12
TKN [mg/l]
50
NH4 [g/ab×d]
8,4
NH4 [mg/l]
35
P [g/ab×d]
1,5
P [mg/l]
6,3
BOD5 [kg/d]
1.080
SST [kg/d]
1.260
COD [mg/l]
458
(COD/BOD)in [-]
1,83
3
Qindustriale [m /d]
3
+
3
180
90
3
306
3
234
3
+
Tabella 9: Risultati di calcolo software
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Rimozione dei nutrienti
Lo schema impiantistico adottato prevede la presenza di una predenitrificazione e lo svolgimento della
fase di nitrificazione all'interno della vasca d’ossidazione.
La corrente idrica affluente assicura la disponibilità di substrato organico necessario al processo di
denitrificazione operato da una biomassa eterotrofa in condizioni anossiche; i nitrati sono formati nella
successiva fase di nitrificazione a seguito dell'ossidazione dell'azoto ammoniacale ed organico in
ingresso che vengono ricircolati a monte sia con il fango di ricircolo del bacino di sedimentazione
secondaria sia con la miscela aerata. Nella fase di nitrificazione si verifica, altresì, l'ossidazione
biologica del substrato organico.
In input al programma di calcolo vengono forniti i valori relativi ai seguenti parametri:
•
Valore minimo del BOD in ingresso, BODmin;
•
Valore massimo del BOD in ingresso, BODmax;
•
Concentrazione di fango in vasca, MLSS;
•
Ossigeno disciolto, DOox;
•
Portata di ricircolo dei fanghi provenienti dalla sedimentazione secondaria, Qr;
•
Temperatura influente, T;
•
pH influente, pH ;
•
Concentrazione di azoto ammoniacale voluto in uscita, N-NH4
•
Concentrazione di azoto nitroso voluto in uscita, N-NO3 out.
+
out;
Vengono inoltre ereditati dalle fasi precedenti i valori relativi ai parametri di seguito elencati:
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
•
Portata media giornaliera, Qmed(24);
•
Concentrazione di BOD5 in ingresso, BOD5 in;
•
Concentrazione di fosforo in ingresso, Pin;
•
Concentrazione di COD in ingresso, CODin.
Dimensionamento del volume di nitrificazione
Mediante un bilancio effettuato tra le sezioni d’ingresso e d’uscita del bacino di nitrificazione è
possibile valutare la quantità di azoto ammoniacale che deve essere ossidata (Nox), riducendo la
quantità alimentata alla fase biologica (Ni) di un’aliquota pari alla somma di quella che viene
allontanata con lo scarico (Nu) e di quella utilizzata dai batteri eterotrofi per il fabbisogno di sintesi
(Nsint). La quantità Nsint può essere assunta pari al 5% del BOD rimosso in aerazione, tenendo
conto che il rapporto C:N:P, nelle reazioni di sintesi, risulta essere 100:5:1. Dunque risulta:
Nox [Kg/d] = 24×Qmed(24)×(TKNi - TKNu)/1000 - Nsint
dove:
Qmed(24) = portata liquame influente [m³/h];
Nox = azoto ammoniacale ed organico (∆TKNelim) che deve essere ossidato [Kg/d];
TKNi = azoto ammoniacale ed organico in ingresso alla fase biologica [mg/l];
TKNu = azoto ammoniacale ed organico in uscita dalla fase biologica [mg/l];
Nsint = azoto ammoniacale ed organico sintetizzato [Kg/d].
La biomassa necessaria ad ottenere il voluto livello di nitrificazione risulta pari a:
X [Kg] = Nox / (f × vnT)
dove:
X = biomassa che deve essere garantita nel reattore di nitrificazione [Kg];
f = frazione di batteri nitrificanti sulla biomassa totale [adimensionale];
vnT = velocità di nitrificazione alla generica temperatura T [KgTKN/KgSS × d].
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Risulta dunque necessaria la valutazione di “vnT”, la velocità di nitrificazione, e di “f “, la frazione di
batteri nitrificanti sulla biomassa totale (autotrofa ed eterotrofa) presente nel bacino, parametri
calcolati, per i liquami urbani, secondo le seguenti formule:
vnT [KgTKN/KgSS × d] = 24×vn20×[TKNu/(KTKN+TKNu)]×[DO/(KO+DOox) ×δn
(T-20)
×[1- 0.833 ×(7.2 -
pH)]
dove:
vn20 = velocità di nitrificazione, in assenza di fattori limitanti, alla temperatura di riferimento di
20°C; mediamente pari a 0,075 [KgTKN/KgSS× h];
DOox = concentrazione di ossigeno disciolto mantenuta in vasca pari a 2 mg/l;
KTKN = costante di semisaturazione relativa all'ammoniaca, pari a 0,5 mg/l;
KO = costante di semisaturazione relativa all'ossigeno disciolto, pari a 1,0 mg/l;
T = temperatura di esercizio [°C];
δn= coefficiente di correzione relativo alla temperatura, pari a 1,12 [adimensionale].
f = [1 + (BODi - BODu)/(TKNi - TKNu) × (Y/Yn)]
-1
dove:
BODi = concentr. equivalente di carico organico in ingresso alla fase di nitrificazione
[mg/l];
BODu = concentr. equivalente di carico organico in uscita alla fase di nitrificazione
[mg/l];
TKNi = concentr. azoto organico ed ammoniacale in ingresso alla fase di nitrificazione
[mg/l];
TKNu = concentr. di azoto organico ed ammoniacale in uscita alla fase di
nitrificazione
[mg/l];
Y/Yn = rapporto dei coefficienti di crescita cellulare dei batteri totali e di quelli
nitrificanti
[adimensionale], valore che può essere assunto pari a 3,7 (Y = 0,88 g SS/g
TKN;
Yn
=
0,24 g SS/g TKN).
I dati ottenuti permettono la valutazione del volume del bacino di nitrificazione, secondo la formula:
VNIT[m³]=1000 × X/MLSS=1000 × ∆TKNelim/(MLSS × f × vnT)
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Dimensionamento del volume di denitrificazione
La quantità di nitrati da ridurre è pari alla somma dei nitrati in ingresso alla fase di denitrificazione e
dell'ammoniaca ossidata, cui vanno sottratti i nitrati voluti allo scarico:
Nrid [Kg/d] = NNi + Nox - NNu
dove:
Nrid = nitrati ∆N-NO3 che devono essere ridotti [Kg/d];
NNi = nitrati N-NO3_i presenti nel liquame in ingresso [Kg/d];
Nox = azoto organico ed ammoniacale TKNi da ossidare [Kg/d];
NNu = nitrati N-NO3_u ammessi allo scarico [Kg/d].
La biomassa necessaria ad ottenere il voluto livello di denitrificazione risulta perciò:
Xd [Kg]= Nrid / vdT
dove:
Xd = biomassa che deve essere garantita nel reattore di denitrificazione [Kg];
Nrid = nitrati ∆N-NO3 che devono essere ridotti [Kg/d];
vdT = velocità di denitrificazione alla generica temperatura T [KgN-NO3/KgSS×d].
La velocità di denitrificazione può essere calcolata secondo la formula seguente:
vdT [KgN-NO3/KgSS×d] = 24 × vd20 × [N-NO3_u /(Kn + N-NO3_u)]×[S/(KS+ S)] × δd
(T - 20)
dove:
vdT = velocità di denitrificazione alla generica temperatura T [KgN-NO3/KgSS×d];
vd20 = velocità di denitrificazione, in assenza di fattori limitanti, alla temperatura di
riferimento di 20°C; mediamente pari a 0,003 KgN-NO3/KgSS×h;
N-NO3_u = concentrazione dell'azoto nitrico in uscita alla fase di denitrificazione [mg/l];
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
S = concentrazione del substrato carbonioso biodegradabile [mg/l];
Kn = costante di semisaturazione relativa ai nitrati, pari a 0,1 mg/l;
KS = costante di semisaturazione relativa al substrato carbonioso, pari a 0,1 mg/l;
T = temperatura di esercizio [°C];
δd = coefficiente di correzione relativo alla temperatura, pari a 1,12 [adimensionale].
Il volume del bacino di denitrificazione è dato quindi dalla seguente espressione:
VDEN [m³] = 1000 × Xd / MLSS = 1000× ∆(N-NO3elim)/(MLSS × vdT)
Risultanze dell’elaborazione
Nella sottostante tabella vengono riportati i valori dei parametri indicati precedentemente,
distinguendo tra quelli inseriti in input e quelli restituiti in output, nonché gli indicatori multiparametrici
in grado di valutare “globalmente” se la progettazione della sezione in esame risulta “equilibrata” o
“condizionata”.
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Impianto: Flero
Modalità: Progetto
Data: 09/2014
INPUT
OUTPUT
BODin [mg/l]
250
VOX-NITR [m³]
1.781,1
BODmin [mg/l]
200
VDEN [m³]
1.107,3
BODmax [mg/l]
300
BOD5out [mg/l]
16,3
DOox [mg/l]
2
Abb. BOD5 [%]
93,5
MLSS [mg/l]
4.000
Abb. MBAS [%]
-
Qr [m³/h]
270
d-TKN [Kg/d]
152,6
T [°C]
12
d-NO3 [Kg/d]
126,6
pH
7,2
Fc-ox [KgBOD/KgSS×d]
0,152
N-NH4 out [mg/l]
3
Fc-eff [KgBOD/KgSS×d]
0,093
N-NO3out [mg/l]
6
Fcv [KgBOD/m ×d]
0,37
TRox [h]
9,89
Rtotale [-]
4,89
Rmix-aerato [-]
3,39
+
3
INDICATORI DI EFFICIENZA E DI PROCESSO
IP_mix
0,5
Conncentrazione del fango regolare
IP_DO
0,75
Ossigenazione regolare
CODin/TKNin [-]
10
Età del fango [d]
12,76
SFgujer [-]
4,47
Tabella 10: Risultati di calcolo software
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
4.3.2
DEFINIZIONE DEI VOLUMI NORMALIZZATI
Dalle risultanze della simulazione condotta al paragrafo 4.3.1 ed evidenziate nella tabella 10 risulta
che, per conseguire gli obbiettivi depurativi richiesti, sono necessari i seguenti parametri operativi:
•
Volume minimo comparto di denitrificazione: 1.107,3 m ;
•
Volume minimo comparto nitrificazione – ossidazione: 1.781,1 m ;
•
Portata minima di ricircolo della miscela aerata pari a 3,39 x Qmed(24) ovvero 610,2 m /h;
3
3
3
Le scelte progettuale sono volte ad ottimizzare il processo ed i consumi energetici pertanto si assume
quale battente utile in vasca il valore di 5,8 metri; pertanto, in considerazione delle premesse, si
assumono i seguenti valori normalizzati:
•
3
Predenitrificazione: n°2 sezioni in parallelo da 690,2 m ciascuna (larghezza 11,9 m,
lunghezza 10 m, battente idrico 5,8 m);
•
3
Nitrificazione/ossidazione: n°2 sezioni in parallelo da 897,3 m ciascuna (larghezza 11,9 m,
lunghezza 13 m, battente idrico 5,8 m);
•
3
Portata di ricircolo miscela aerata: 4 x Qmed(24) ovvero 720 m /h complessivamente da
suddividere sulle due linee in parallelo.
4.3.3
VERIFICA COMPARTO BIOLOGICO – MODALITA’ VERIFICA PERIODO INVERNALE
In input al programma di calcolo, come per la fase di progetto, vengono forniti i valori relativi ai
seguenti parametri:
•
Numero di abitanti equivalenti, Nab;
•
Dotazione idrica pro-capite, DI;
•
Coefficiente di afflusso in fogna, φ;
•
Portata industriale, Qindustriale;
•
Portata di pioggia, Qpioggia;
•
Carichi inquinanti specifici per abitante equivalente [g/ab×d], BOD5, SST, TKN, NH4 , P.
+
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Si omettono i calcoli delle portate e dei carichi inquinanti essendo uguali a quanto indicato nei
precedenti paragrafi.
Rimozione dei nutrienti
Per la verifica della sezione di trattamento in esame vengono forniti in input i valori relativi ai seguenti
parametri:
•
Valore minimo del BOD in ingresso, BODmin;
•
Valore massimo del BOD in ingresso, BODmax;
•
Concentrazione di fango in vasca, MLSS;
•
Ossigeno disciolto, DOox;
•
Portata di ricircolo dei fanghi provenienti dalla sedimentazione secondaria, Qr;
•
Portata di liquame influente, Qmed;
•
Valore del BOD in ingresso alla fase biologica, BODin dn;
•
Temperatura influente, T;
•
pH influente, pH ;
•
Volume del bacino di ossidazione nitrificazione, VOX-NITR (1.794,6 m );
•
Volume del bacino di denitrificazione, VDEN (1.380,4 m );
•
Fattore di ricircolo della miscela aerata, Rmix aerato (R = 4);
•
Concentrazione di COD in ingresso, CODin;
3
3
Calcolo della concentrazione dei composti azotati in uscita dal bacino di nitrificazione
Per la valutazione della concentrazione dei composti azotati in uscita dal bacino di nitrificazione si
parte dall’espressione del volume del bacino di nitrificazione, il quale risulta dall’equazione seguente:
VNIT[m³] = 1000 × ∆TKNelim/(MLSS × f × vnT)
[1]
dove:
∆TKNelim = TKN abbattuto [Kg/d];
MLSS = concentrazione dei solidi sospesi totali in vasca [mg/l];
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
f = frazione di batteri nitrificanti sulla biomassa totale [adimensionale];
vnT = velocità di nitrificazione alla generica temperatura T [KgTKN/KgSS × d].
La frazione dei batteri nitrificanti e la velocità di nitrificazione, che compaiono nell’equazione [1],
risultano rispettivamente dalle seguenti formule:
f = [1 + (BODi - BODu)/(TKNi - TKNu) × (Y/Yn)]
–1
[2]
dove:
BODi = concentr. equivalente di carico organico in ingresso alla fase di nitrificazione
[mg/l];
BODu = concentr. equivalente di carico organico in uscita alla fase di nitrificazione
[mg/l];
TKNi = concentr. azoto organico ed ammoniacale in ingresso alla fase di nitrificazione
[mg/l];
TKNu = concentr. di azoto organico ed ammoniacale in uscita alla fase di
nitrificazione
[mg/l];
Y/Yn = rapporto dei coefficienti di crescita cellulare dei batteri totali e di quelli
nitrificanti
[adimensionale], valore che può essere assunto pari a 3,7 (Y = 0,88 g SS/g
TKN;
Yn
=
0,24 g SS/g TKN).
vnT [KgTKN/KgSS×d]=24×vn20×[TKNu/(KTKN+TKNu)]×
[DOox/(KO+DOox)×δn
(T-20)
[3]
×[1- 0.833×(7.2 - pH)]
dove:
vn20 = velocità di nitrificazione, in assenza di fattori limitanti, alla temperatura di riferimento di
20°C; mediamente pari a 0,075 [KgTKN/KgSS× h];
DOox = concentrazione di ossigeno disciolto mantenuta in vasca pari a 2,0 mg/l;
KTKN = costante di semisaturazione relativa all'ammoniaca, pari a 0,5 mg/l;
KO = costante di semisaturazione relativa all'ossigeno disciolto, pari a 1,0 mg/l;
T = temperatura di esercizio [°C];
δn= coefficiente di correzione relativo alla temperatura, pari a 1,12 [adimensionale].
Sostituendo le equazioni [2] e [3] nell’equazione [1], quest’ultima diviene:
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
VNIT[m³] = A×{[(TKNi - TKNu) - 0.05 × ∆BOD]×[(TKNi-TKNu)+3.7×∆BOD]}/
{[TKNu / (0.5+ TKNu)]×(TKNi - TKNu)}
Avendo definito A come:
A = Qmed(24)/{MLSS×0.075×[DOox/(1+DOox)]×1.12
(T-20)
×[1 - 0.833×(7.2 - pH)]}
Si ottiene un’equazione di terzo grado, nell’incognita TKNU:
TKNU + ψ ×TKNU + ξ ×TKNU + η = 0
3
2
in cui:
ψ = (VNITR/A) + 0,5 – 3,7×∆BOD - 2×TKNi + 0,05×∆BOD
ξ = TKNi + 3,65 × TKNi × ∆BOD+0,5×0,05×∆BOD – 0,5×3,7×∆BOD – 3,7×0,05×∆BOD 2
2
VNITR×TKNi/A
η = 0,5 × (TKNi +3,65×TKNi×∆BOD – 3,7×0.05×∆BOD )
2
2
Delle tre soluzioni, assume significato fisico quella avente espressione:
TKNU = {- ψ +[(ψ+X1) + 4η/X1 ] }/2
2
1/2
in cui:
X1 = (cosα/Ω) - ψ/3
α = arccos [ (p/q) × (- 6,75/p) ]
1/2
Ω = (-0,75/p) ½
q = 2×ψ /27 - ψ×ξ/3+η
3
2
p = -ψ /3+ξ
27/43
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Calcolo della concentrazione di nitrati in uscita dal bacino di nitrificazione
Variare il fattore di ricircolo interno della miscela aerata o variare il volume di denitrificazione,
comporta un diverso effetto sulla concentrazione dei nitrati in uscita dal bacino di nitrificazione;
l’algoritmo per il calcolo di N-NO3u dovrà quindi risultare dalla combinazione dei due effetti.
In particolare, la concentrazione di nitrati in uscita dal bacino di ossidazione-nitrificazione che deriva
dalla considerazione di Rmix_aer risulta dall’espressione:
N-NO3u(Rmix_aer) [mg/l] = (TKNi-TKNu- 0.05×∆BOD5) /(Rmix_aer+Rint+1)
[4]
dove:
∆BOD5 = BOD5 abbattuto [mg/l];
Rmix_aer = rapporto di ricircolo interno della miscela aerata [adimensionale];
Rint = rapporto di ricircolo interno dei fanghi dal sedimentatore secondario
[adimensionale].
Per la determinazione della concentrazione di nitrati in uscita che deriva dalla considerazione di VDEN
si è, invece, partiti dall’equazione per la determinazione del volume del bacino di denitrificazione:
VDEN [m³] = 1000× ∆(N-NO3elim)/(MLSS × vdT)
[5]
Considerando le espressioni di ciascuno dei parametri che compaiono nell’equazione [5], operando le
opportune sostituzioni e compiendo idonei passaggi si giunge alla seguente equazione di secondo
grado:
2
N-NO3u(Vden) + C × N-NO3u(Vden)+ D = 0
Avendo definito i coefficienti:
(T-20)
A = MLSS×0,003×24×[BOD5/(0,1+ BOD5)] ×1,12
;
B = 24×(TKNi-TKNu- 0,05×∆BOD5);
C = (-B+2,4×Qmed+VDEN×A)/(24×Qmed);
D = -0,1×B/(24×Qmed).
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Delle due soluzioni quella avente significato fisico ha la seguente espressione:
2
N-NO3u(Vden) = [- C +(C - 4×D)
1/2
]/2
[6]
Il valore di N-NO3u risulta dalla combinazione delle equazioni [4] e [6], ovvero dalla seguente
relazione:
N-NO3u[mg/l] = (N-NO3u(Rmix_aer)×K Rmix_aer+N-NO3u(Vden)×KVden)/( K Rmix_aer+ KVden)
in cui:
K Rmix_aer = 1- Rmix_aer/(k+ Rmix_aer);
KVden= 1- K Rmix_aer..
Valutazione della richiesta d’ossigeno
Per mantenere condizioni aerobiche all'interno delle vasche d’ossidazione – nitrificazione è necessario
soddisfare la richiesta biologica d’ossigeno e scegliere un opportuno sistema di aerazione.
La richiesta d’ossigeno in condizioni d’esercizio è calcolata mediante la seguente espressione:
FO.D. = [kp · a · Q24 · (S0 – Se)] + [b · (VOX + VDEN) · x] + [kp · c ·Q24 · (TKN0 – TKNe – 0,05 · (S0
– Se))] – [d ·(QR1 + QR2) · (NO3-Ne)]
dove
FO.D.= fabbisogno di ossigeno alle condizioni di esercizio [kgO2/d]
Kp = coefficiente per il calcolo della portata di punta = 1,3
a = coefficiente di respirazione assimilativa = 0,5 kgO2/kgBODabbattuto
b = coefficiente di respirazione endogena = 0,1 kgO2/kgSS · d a 20°C; tale parametro varia in
funzione della temperatura del refluo secondo la seguente espressione
b = b20 · 1,084 (T-20)
29/43
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T = temperatura del refluo [°C]
c = coefficiente di respirazione per la nitrificazione = 4,6 kgO2/kgTKN
d = coefficiente di recupero dell’ossigeno dai nitrati = 2,86 kgO2/kgNO3-N per gli altri
valori/espressioni si faccia riferimento alla tabella 1
Per ottenere le caratteristiche dimensionali dei dispositivi di areazione è necessario che il fabbisogno
d’ossigeno in condizioni d’esercizio (FO.D.) sia convertito nel corrispondente fabbisogno d’ossigeno in
condizioni standard (FO.D.(ST)). La conversione avviene mediante l’utilizzo della seguente
espressione:
I
T-20
FO.D.(ST) = FO.D. /[α/C SL · (β · CSL-CE) · 1,024
]
dove
FO.D.= fabbisogno di ossigeno alle condizioni di esercizio [kgO2/d]
FO.D.(ST) = fabbisogno di ossigeno alle condizioni standard [kgO2/d]
T = temperatura del mixed liquor [°C]
α = rapporto tra i coefficienti di trasferimento dell’ossigeno in condizioni di esercizio e quello
alle condizioni standard; è funzione di moltissimi parametri, tra cui le caratteristiche del
sistema di aerazione, la temperatura di esercizio, la geometria della vasca, la presenza di
tensioattivi, oli e solidi sospesi nel mixed liquor; nel caso in esame verrà assunto pari a 0,7
β = rapporto tra la concentrazione di ossigeno a saturazione per il liquido da aerare e quello
per acqua pulita nelle stesse condizioni di pressione e temperatura. Dipende dalla salinità e
nel caso in esame verrà assunto pari a 0,98
I
C SL = esprime la concentrazione d’ossigeno a saturazione in acqua pulita alla temperatura di
20°C e pressione pari a 1 atm (condizioni standard) ed è pari a 9,07 mg/l;
CSL = esprime la concentrazione d’ossigeno a saturazione per la temperatura e la pressione
d’esercizio ed è pari a 10,76 mg/l per T = 12°C e 9,07 mg/l per T = 20°C;
CE = esprime la concentrazione di ossigeno nelle condizioni operative di processo ed è pari a
2,0 mg/l.
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Infine, per ottenere la portata d’aria da insufflare all’interno delle vasche, si dovrà considerare il
rendimento (η) di diffusione dei diffusori che risulta funzione del battente idrostatico, della percentuale
d’ossigeno presente in aria, della densità/numero di diffusori installati nonché della tipologia di diffusori
selezionati. La relazione utilizzata per il calcolo della portata è la seguente:
Qaria ( Nm 3 / h) =
FO.D.st
η ⋅ 0,3 ⋅ 24
dove:
FO.D.st= fabbisogno di ossigeno alle condizioni standard (kg/d)
η = rendimento di trasferimento dell’ossigeno (relativo al sistema di diffusione dell’aria)
0,3 rappresenta il contenuto di ossigeno in un Normal metro cubo di aria (300 g O2/Nm3)
24 rappresenta il numero di ore presente in una giornata
Come indicato precedentemente il rendimento (η) è connesso anche alla tipologia di diffusore scelto
pertanto, avendo come obbiettivo la minimizzazione del consumo elettrico, si propone l’utilizzo di
diffusori a microbolle ad ampia superficie ad elevata resa di trasferimento che, nel caso in questione,
si assume pari al 36%.
Nella sottostante tabella vengono riportati i valori dei parametri indicati precedentemente,
distinguendo tra quelli inseriti in input e quelli restituiti in output, nonché gli indicatori multiparametrici
in grado di valutare “globalmente” se la progettazione della sezione in esame risulta “equilibrata” o
“condizionata”:
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Impianto: Flero
Modalità: Verifica
Data: 09/2014
INPUT
OUTPUT
6,4
BODin [mg/l]
250
N-NO3out [mg/l]
BODmin [mg/l]
200
N-NH4 out [mg/l]
2,9
BODmax [mg/l]
300
BOD5out [mg/l]
15,6
MLSS [mg/l]
4000
Abb. BOD5 [%]
93,7
DOox [mg/l]
2
Abb. MBAS [%]
77,1
Qr [m³/h]
270
FO.D. [Kg/d]
1.803
Qmed [m³/h]
180
FO.D.(ST) [Kg/d]
3.306
BOD5 in dn [mg/l]
250
QARIA [Nm /h]
1.280
T [°C]
12
d-TKN [Kg/d]
152,8
pH
7,2
d-NO3 [Kg/d]
148,4
1.794,6
Fc-ox [KgBOD/KgSS×d]
0,15
VDEN [m ]
1.380,4
Fc-eff [KgBOD/KgSS×d]
0,085
Rmix aerato [-]
4
Fcv [KgBOD/m ×d]
0,34
TRox [h]
9,97
Rtotale [-]
5,5
CODin/TKNin[-]
10
Età del fango [d]
14,24
3
VOX-NITR [m ]
3
+
3
3
Tabella 11: Risultati di calcolo software in condizioni invernali (12°C) modalità verifica
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Immagine 1: Finestra di calcolo del software inerente i parametri biologici in condizioni invernali (12°C) modalità verifica
4.3.4
VERIFICA COMPARTO BIOLOGICO – MODALITA’ VERIFICA PERIODO ESTIVO
Per brevità descrittiva si omettono le metodologie di calcolo essendo uguali a quanto indicato nel
paragrafo 4.3.3 con la sola eccezione che la verifica è stata effettuata per una temperatura del refluo
pari a 20°C.
Nella sottostante tabella vengono riportati direttamente i risultati dell’elaborazione per il comparto
biologico in condizioni estive:
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Impianto: Flero
Modalità: Verifica
Data: 09/2014
INPUT
OUTPUT
6,9
BODin [mg/l]
250
N-NO3out [mg/l]
BODmin [mg/l]
200
N-NH4 out [mg/l]
0,3
BODmax [mg/l]
300
BOD5out [mg/l]
10,4
MLSS [mg/l]
4000
Abb. BOD5 [%]
95,9
DOox [mg/l]
2
Abb. MBAS [%]
-
Qr [m³/h]
270
FO.D. [Kg/d]
2.448
Qmed [m³/h]
180
FO.D.(ST) [Kg/d]
4.605
BOD5 in dn [mg/l]
250
QARIA [Nm /h]
1.783
T [°C]
20
d-TKN [Kg/d]
163
pH
7,2
d-NO3 [Kg/d]
162,8
1.794,6
Fc-ox [KgBOD/KgSS×d]
0,15
VDEN [m ]
1.380,4
Fc-eff [KgBOD/KgSS×d]
0,085
Rmix aerato [-]
4
Fcv [KgBOD/m ×d]
0,34
TRox [h]
9,97
Rtotale [-]
5,5
CODin/TKNin[-]
10
Età del fango [d]
15,64
3
VOX-NITR [m ]
3
+
3
3
Tabella 12: Risultati di calcolo software in condizioni estive (20°C) modalità verifica
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Immagine 2: Finestra di calcolo del software inerente i parametri biologici in condizioni estive (20°C) modalità verifica
4.3.5
CARATTERISTICHE ANALITICHE DEL REFLUO IN USCITA DALLA SEZIONE BIOLOGICA
Nella sottostante tabella vengono riportati i valori analitici delle caratteristiche dell’effluente in uscita
dal trattamento biologico ottenuti dalle precedenti simulazioni sia in condizioni invernali che estive:
INVERNO (12°C)
ESTATE (20°C)
BOD5 [mg/l]
15,64
BOD5 [mg/l]
10,35
N-NO3 [mg/l]
6,43
N-NO3 [mg/l]
6,86
2,92
+
N-NH4
0,28
3,35
P [mg/l]
+
N-NH4
P [mg/l]
[mg/l]
[mg/l]
3,29
Tabella 13: Caratteristiche analitiche del refluo in uscita dalla sezione biologica
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Si osservi che tutti i parametri biologici sono ampiamente entro i limiti normativi ad eccezione della
concentrazione di fosforo, pertanto, come anticipato precedentemente, dovrà essere realizzata una
sezione d’abbattimento chimico del fosforo mediante il dosaggio di sali di ferro.
4.4
DIMENSIONAMENTO SEZIONE DI PRECIPITAZIONE CHIMICA DEL FOSFORO
La sola degradazione biologica del fosforo non permette di ottemperare ai limiti di normativa che
indicano una concentrazione allo scarico del medesimo pari a 2 mg/l; a tal proposito si prevede il
dosaggio nel comparto biologico di un apposito reagente chimico.
Il dosaggio della soluzione di cloruro ferrico avverrà in “linea” nel pozzetto di alimentazione della
sezione di sedimentazione finale; il dosaggio sarà proporzionale al valore di fosforo residuo riscontrato
allo scarico.
La rimozione del fosforo per via chimica viene ottenuta per precipitazione a mezzo di ioni metallici.
3-
Il fosforo è presente nel liquame essenzialmente sotto forma di ortofosfato (PO4 ).
Ipotizzando d’utilizzare quale ione metallico il ferro, aggiunto sotto forma di FeCl3 (cloruro ferrico), la
reazione stechiometrica di abbattimento dei fosfati risulta:
3-
3+
PO4 + Fe
= FePO4
Dalla reazione si evince che per ogni unità di P si deve utilizzare una unità di Fe.
Poiché il peso atomico di P è 31 ed il peso atomico di Fe è 55,8 risulta stecchiometricmente che per
abbattere 31 kg di P si necessita di 55,8 kg di Fe e quindi per 1 kg di P si necessita di 1,8 kg di Fe.
Considerato inoltre che 1 gr di Fe corrisponde a 2,9 gr di FeCl3, per ogni grammo di P da abbattere si
dovranno dosare 5 gr di FeCl3.
Il cloruro ferrico commercialmente viene fornito in soluzione al 41% in peso pertanto per ogni mg/l di P
da abbattere dovranno essere dosati 13 mg/l di soluzione commerciale; ipotizzando infine un
sovradosaggio connesso al rendimento di precipitazione pari a 50% il dosaggio effettivo diviene 19,5
mg/l.
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
3
Con uno scarico medio di 4.320 m /d di acque reflue, prevedendo di dover abbattere 2,35
(1)
mg/l di P,
il dosaggio di FeCl3 risulta quindi pari a circa 45,82 mg/l ovvero 198 kg/d corrispondenti a circa 140 l/d
di soluzione.
Per l’impianto si prevede un serbatoio di stoccaggio per il cloruro ferrico avente una capacità di 10 m
3
e n°2 pompe dosatrice (1+1R) da 11 l/h con relativi accessori e tubazioni.
La produzione di fango chimico viene valutata in ragione di 7 KgSS/KgPabbattuto e pertanto risulta pari a
71 KgSS/d.
4.5
DIMENSIONAMENTO SEDIMENTAZIONE FINALE
Il bacino di sedimentazione secondaria è il componente dell’impianto che provvede alla decantazione
della miscela di acqua e fiocchi di fango biologico proveniente dal bacino di ossidazione –
nitrificazione con conseguente separazione dell’acqua chiarificata dai fiocchi e l’ispessimento del
fango attivo da ricircolare.
Il nuovo bacino di sedimentazione verrà realizzato mediante la riconversione dell’attuale bacino
combinato esistente (ossidazione-nitrificazione nella corano esterna e sedimentazione nella sezione
centrale); mediante tale riconversione il manufatto presenterà le seguenti caratteristiche geometriche:
•
Area: 553 mq;
•
Volume: 1.604 mc;
•
Altezza utile corona circolare: 2,9 m
4.5.1
VERIFICA DELLA SEZIONE
La verifica della sezione è stata effettuata mediante la valutazione dei seguenti parametri:
•
Carico idraulico superficiale (Ci) calcolato in corrispondenza della portata di calcolo (QC);
(1)
Valore ottenuto quale differenza tra la concentrazione di P in uscita dalla fase biologica (3,35 mg/l)
ed il valore assunto quale concentrazione desiderata allo scarico (1 mg/l).
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
•
Flusso solido limite (Fl) che rappresenta il massimo carico di solidi sospesi che possono
attraversare l’unità di superficie;
•
Verifica dei suddetti parametri in corrispondenza della portata di pioggia intesa come massima
portata ammessa alla sezione biologico Q750.
A fronte delle premesse ed utilizzando un coefficiente di calcolo pari a 1,5 risulta:
•
Portata media giornaliera in tempo secco: Qmed(24) = QM = 180 m /h;
•
Portata di calcolo: QC = 270 m /h;
•
Portata massima ammessa alla sezione biologica: Q750 = 562,5 m /h;
•
Portata di ricircolo: Qr = 270 m /h.
3
3
3
3
Si riportano nella sottostante tabella i risultati dei calcoli effettuati:
Impianto: Flero
Data: 09/2014
INPUT
3
OUTPUT
VERIFICA SU QC
Qmed(24) [m /h]
180
Cc
1,5
Ci = QC/A [m/h]
270
Fl = [MLSS*(QC + Qr)]/ A [kgSS*m /h]
3
QC [m /h]
3
2
562,5
Q750 [m /h]
3
0,49
VERIFICA SU Q750
270
Ci = Q750/A [m/h]
2
553
Fl = [MLSS*(Q750 + Qr)]/ A [kgSS*m /h]
V [m ]
3
1.604
H [m]
2,9
Qr [m /h]
A [m ]
3
MLSS [kg/m ]
3,9
1,02
2
6,02
4,0
Tabella 14: Tabella di calcolo della sezione di sedimentazione
I valori ottenuti rientrano ampliamente nei parametri di verifica della letteratura di settore.
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
4.5.2
CALCOLO DELLA CONCENTRAZIONE DEI SOLIDI SOSPESI NELL’EFFLUENTE E
PRODUZIONE DI FANGO DI SUPERO
Per il calcolo dei solidi sospesi nell’effluente si farà riferimento al valore medio risultante dalle formule
[7] e [8]:
-3
SSe1 [mg/l] = 5.3616 × exp (0.1787 × MLSS × 10 + 1.315 × Qmed/Ass)
[7]
dove:
Ass = area del sedimentatore secondario; Ass = VSS/HSS.
SSe2 [mg/l] ~ 7.5 Cs
[8]
Nel fango di ricircolo il valore della concentrazione dei solidi sospesi risulta dalla seguente formula:
SSr [mg/l] = (Rfanghi + 1) × MLSS / Rfanghi
La portata di supero, invece, è valutata come segue:
Qw [m³/d] = 24 × Qmed× (y × (BODin-BODout) - SSe)/( SSr - SSe)
dove:
y = rendimento netto di crescita
Il fango prodotto è calcolato mediante la seguente formula:
Prod. Fango [Kg/d] = Qw × SSr / 1000
Nella sottostante tabella vengono riportati i valori ottenuti mediante le espressioni precedenti in
condizioni invernali ed estive utilizzando i valori imposti e calcolati nei paragrafi precedenti:
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Impianto: Flero
Data: 09/2014
INVERNO (12°C)
ESTATE (20°C)
SSe [mg/l]
20,56
SSe [mg/l]
20,56
SSr [mg/l]
6667
SSr [mg/l]
6667
Prod. Fango [Kg SS/d]
798,2
Prod. Fango [Kg SS/d]
718
119,73
Supero Qw [m /d]
3
Supero Qw [m /d]
3
107,7
Tabella 15: Caratteristiche analitiche del refluo in uscita dalla sezione di sedimentazione
4.6
DIMENSIONAMENTO DISINFEZIONE FINALE
La disinfezione dei liquami verrà effettuata mediante dosaggio di acido peracetico al 15% in una
nuova vasca in calcestruzzo dimensionata in funzione di idonei tempi di contatto.
I parametri di dimensionamento utilizzati sono:
•
Tempo di contatto TP(20) pari a 20 minuti in corrispondenza della portata di calcolo QC (270
3
m /h);
•
Verifica del tempo di contatto TP(750) corrispondente alla massima portata in tempo di pioggia
3
Q750 (562,5 m /h) superiore a 6 minuti.
Da cui si ottiene:
•
V = 270*20/60 = 90 m ;
•
TP(750) = 9,6 minuti
3
Si assume una vasca a pianta rettangolare di dimensioni pari a 23,15x1,6x2,45(h) m e del volume
3
complessivo di 90,75 m .
La sezione verrà dotata di n°2 pompe dosatrici (1 + 1R) da 7 l/h con relativi accessori e tubazioni.
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
4.7
STABILIZZAZIONE AEROBICA DEI FANGHI
La digestione aerobica è un trattamento del fango che mira principalmente alla sua stabilizzazione
cioè alla diminuzione della sua putrescibilità mediante una fermentazione aerobica eterotrofa di tipo
misto; obiettivo secondario è la concentrazione e quindi la riduzione del suo volume mediante
separazione dell’acqua dal fango e una certa riduzione della carica batterica.
Nel caso in esame la sezione di stabilizzazione aerobica verrà ricavata all’interno del manufatto in
calcestruzzo attualmente adibito a processo biologico di denitrificazione e ossidazione unitamente al
limitrofo comparto di dissabbiatura e disoleatura; complessivamente la sezione avrà le seguenti
caratteristiche:
•
Volume: 404 m ;
•
Altezza liquido: 3,5 m.
3
L’altezza massima del refluo viene fissata in 3,5 m ed è determinata dal limite fisico di pressione
differenziale (400 mbar) che le soffianti adibite a tale processo sono in grado di erogare; le
apparecchiature in questione vengono infatti ereditate dall’attuale processo biologico.
Il criterio più utilizzato per il dimensionamento del comparto di digestione aerobica è quello basato
sull’età del fango. Infatti, negli impianti a fanghi attivi l’età del fango è anche indice del suo grado di
stabilizzazione ed è noto che per temperature superiori a 10°C un fango è ritenuto stabilizzato quando
presenta un’età superiore a 30 giorni. In funzione di quanto indicato e calcolato nei paragrafi
precedenti si utilizza un’età del fango media (periodo estivo e periodo invernale) pari a 15 giorni
(SRTBIO).
Il valore di SRTTOT è di norma espresso in funzione della temperatura (che accelera il processo) e
della percentuale di solidi volatili che si vuole rimuovere. La relazione tra queste tre grandezze è
graficamente rappresentata nell’immagine 3. Per i valori di abbattimento generalmente richiesti
(attorno al 35%), può assumersi:
•
SRTTOT x T = 325 giorno °C
41/43
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Nel caso in questione essendo il volume del comparto di stabilizzazione aerobica definito come pure
la portata di fango di supero alimentata ne consegue che anche il valore di SRTSTAB risulta definito a
priori e pari a 3,37d
Ipotizzando una temperatura media pari a 15°C risulta un SRTTOT pari a 18,37 giorni da cui SRTTOT x
T pari a 275; dall’interpolazione del grafico sottostante si evince una riduzione dei solidi volati pari al
30%.
Immagine 3: Riduzione percentuale di solidi volatili per effetto della stabilizzazione
Ipotizzando infine che la sezione di stabilizzazione funga anche da ispessimento e siano mantenuti i
seguenti parametri:
•
SRTTOT: 18,37 giorni
•
Temperatura: 15°C
•
Rapporto SSV/SST: 70%
•
Rimozione SSV: 30%
•
Fango alimentato: 798,2 kgSS/d
•
Portata alimentata: 119,73 m /d
•
SS nel digestore: 30 kgSS/m
3
3
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Progetto Definitivo – Relazione processo, dimensionamento e calcolo
Si ottiene:
•
Portata fango stabilizzato ed ispessito prodotto: 21 m /d
•
Fango scaricato: 630,9 kgSS/d
3
La sezione verrà inoltre dotata di elettropompa sommersa installata su argano di sollevamento atta ad
3
estrarre il surnatante che corrisponde a 98,73 m /d.
Per l’apporto di ossigeno, prediligendo un sistema di diffusione dell’aria che limiti gli abbassamenti
della temperatura (e quindi evitando gli aeratori meccanici superficiali), verranno impiegati i diffusori di
fondo a microbolle. Per il dimensionamento della sezione si utilizza una portata specifica d’aria pari a
3
2,4 Nm /h per metro cubo di vasca ottenendo pertanto una portata complessiva d’aria pari a 970
3
Nm /h; la rete di diffusione sarà costituita da 216 diffusori circolari a microbolle da 9‘’.
3
L’aria verrà erogata da n°2 elettrosoffianti a lobi aventi ciascuna una portata di 650 m /h ad una
pressione differenziale di 400 mbar. (soffianti esistenti da riutilizzare)
4.8
DISIDRATAZIONE MECCANICA DEI FANGHI
L’attuale sezione di disidratazione meccanica è costituita da:
•
3
N°1 estrattore centrifugo Pieralisi modello FP600 RS in grado di trattare circa 6 m /h di fango
stabilizzato ed ispessito;
•
N°1 polipreparatore automatico di soluzione in emulsione;
•
N°1 pompa monovite di alimentazione del fango all’estrattore centrifugo;
•
N°1 pompa monovite di alimentazione della soluzione di polielettrolita;
•
N°1 coclea di trasporto del fango disidratato.
3
Ipotizzando che la produzione settimanale di fango (21 m /d x 7 gg) venga trattata nei cinque giorni
3
lavorativi si ottiene una portata giornaliera di 29,4 m /d da cui, considerando la portata specifica oraria
dell’estrattore centrifugo, si ottiene una tempo di funzionamento della macchina pari a 4,9 ore; tale
valore appare congruo e pertanto non si prevedono opere di adeguamento della sezione.
43/43

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