A1_relazione tecnico illustrativa

A.S.A. Azienda Servizi Ambientali - Livorno
Comune di Rosignano Marittimo
POTENZIAMENTO DEPURATORE DI ROSIGNANO
SOLVAY
-PROGETTO PRELIMINARE -
RELAZIONE TECNICO-ILLUSTRATIVA
Codice Progetto
Cod.PGI G081-0659
Data
11-17-L1/1-DP-RM
COMM. DII0006
20/06/2011
CDC DI2006
Firmato
A1
Firmato
Il Dirigente
Il Tecnico
Programmazione e
Gestione Investimenti
Ing. Antiniska Marchini
Ing. Fabrizio Pacini
PREMESSA.............................................................................................................................................. 3
1. STATO ATTUALE ................................................................................................................................. 3
2. REPORT FOTOGRAFICO-ANALISI CRITICITA’ DELLO STATO ATTUALE........................................ 6
3. ADEGUAMENTO E NECESSITÀ ...................................................................................................... 15
4. DESCRIZIONE DELL’INTERVENTO .................................................................................................. 16
5. INPUT PER IL DIMENSIONAMENTO................................................................................................ 20
5.1 Portate ....................................................................................................................................... 20
5.2 Concentrazioni......................................................................................................................... 20
5.3 Limiti allo scarico...................................................................................................................... 21
6. CALCOLI DI PROCESSO ................................................................................................................ 22
6.1 Sollevamento iniziale............................................................................................................... 22
6.2 Pretrattamenti .......................................................................................................................... 23
6.3 Linea esistente -Richiesta di ossigeno per nuovo sistema di areazione abolle fini ...... 24
6.4 Linea nuova-Acceleratore cinetico selettivo..................................................................... 24
6.5 Linea nuova- Pre-denitrificazione e Ossidazione-Nitrificazione....................................... 26
6.6 Linea nuova- Sedimentazione secondaria......................................................................... 28
6.7 Linea fanghi -digestione aerobica....................................................................................... 28
6.8 Post ispessimento ..................................................................................................................... 31
6.9 Disidratazione meccanica..................................................................................................... 31
6.10 Riepilogo nuove volumetrie................................................................................................. 32
6.11 Effluente finale ....................................................................................................................... 32
7. MATERIALI E MACCHINE ............................................................................................................... 33
8. ANALISI COSTI BENEFICI ................................................................................................................ 36
2
PREMESSA
La presente relazione tecnica riporta i calcoli di dimensionamento preliminare per
l’intervento di potenziamento del depuratore di Rosignano Solvay (LI).
Allo stato attuale l’impianto di Rosignano Solvay necessita di un sistema di nuova
costruzione e adeguato alle necessità di carico attuali e future .
L’intervento previsto prevede l’ampliamento dell’impianto che consentirà di trattare una
potenzialità massima di 60.000 AE, contro i 25.000 AE attualmente trattati. In questo modo,
considerando i picchi turistici estivi e le future nuove urbanizzazioni, si riuscirà a soddisfare
la necessità depurativa che il Comune di Rosignano M.mo ha per l’impianto in oggetto.
Il documento è articolato nelle seguenti sezioni:
•
breve inquadramento generale dello stato attuale dell’impianto con analisi delle
criticità attraverso report fotografico;
•
definizione dei dati di input (portate, concentrazioni e limiti allo scarico) per il
dimensionamento dell’impianto;
•
descrizione dello schema di flusso e delle linee generali di funzionamento del
processo;
•
risultati dei calcoli di dimensionamento per i vari stadi di trattamento della linea
acque e della linea fanghi.
1. STATO ATTUALE
Il processo di depurazione allo stato attuale è in grado di depurare al massimo 25.000 AE
ed è composto da:
LINEA LIQUAMI
•
Sollevamento iniziale mediante coclee/pompe sommerse
•
Grigliatura mediante 2 grigliatrici rotanti +2 rotostacci con accumulo “grigliato”
•
By-pass
•
Dissabbiamento
•
Deoleatura
•
Pre-denitrificazione
•
Ossidazione / nitrificazione
3
•
Sedimentazione
•
Disinfezione
•
Immissione in mare o Post trattamento Aretusa
LINEA FANGHI
•
Stabilizzazione fanghi con digestione aerobica
•
Disidratazione fanghi con filtropressa/centrifuga
La zona dove è collocato l’impianto si presenta pianeggiante di carattere industriale,
inserita tuttavia in un sistema paesaggistico di notevole apertura, con in lontananza centri
abitativi residenziali. L’accesso all’area avviene mediante ampia strada a doppio senso di
marcia, dalla quale si accede molto facilmente al depuratore, che rimane tuttavia in
parte defilato. Alle spalle vi è la sede della Solvay, mentre in lato rispetto all’asse
maggiore di sviluppo dell’impianto ASA vi sono dune costiere e quindi il mare.
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2. REPORT FOTOGRAFICO-ANALISI CRITICITA’ DELLO STATO ATTUALE
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Le pompe di cui sopra sono già al massimo della loro efficienza non lavorando sempre
sotto curva.
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La vasca di cui sopra (Fig.5) risulta parzialmente “insabbiata” a causa della sua geometria
generale che attua una sorta di parziale dissabbiatura.
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La foto di cui sopra mostra una buona agitazione anche se le bolle grosse di schiuma
denotano una non omogenea concentrazione di ossigeno.
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Dalla foto di cui sopra si nota nella parte terminale davanti allo sfioratore un certo
addensamento di fango sfuggito e risalito dal fondo (rising), segno di un probabile
eccessivo tempo di detenzione con residui di reazioni di denitrificazione e/o leggeri
sovraccarichi di carico organico con washout di solidi.
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La centrifuga è risultata essere una Pieralisi 470/2. Le ore di lavoro variano da 6-8 h su 24h.
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Il sistema strutturale in c.a. si trova in buone condizioni di mantenimento, come anche la
maggior parte degli elementi meccanici, tranne alcune scalette sia in c.a che in metallo
da ripristinare per una sicurezza maggiore.
L’area è interessata da ampi spazi per nuove costruzioni e di manovra con facili accessi.
A questo sistema segue Aretusa come impianto di finissaggio.
3. ADEGUAMENTO E NECESSITÀ
Come descritto al paragrafo precedente, il processo di depurazione allo stato attuale è
composto da un sistema a fanghi attivi tradizionale ed è in grado di depurare, seppur con
qualche criticità impiantistica, al massimo 25.000 AE.
ASA spa nei mesi scorsi ha effettuato uno studio cinetico-modellistico matematico dove è
stato eseguito una attenta analisi biomassale micro-ottica e cinetica del processo
biologico. Questo studio ha permesso da una parte di studiare il processo allo stato
attuale , definirne le criticità e analizzare eventuali margini depurativi dell’impianto;
dall’altra di analizzare i diversi scenari di progetto proposti come soluzione.
I risultati dello studio hanno confermato che l’attuale sistema non è in grado di sostenere
alcun implemento di carico sia in termini di carico organico che di volume.
Allo stato attuale infatti, considerando i picchi turistici estivi e soprattutto le future nuove
urbanizzazioni, la necessità depurativa del Comune di Rosignano M.mo è di complessivi
60.000 AE.
Pertanto la realizzazione dell’ampliamento si rende necessaria in quanto il sistema
esistente “collasserebbe” con l’aumento di 35.000 AE specialmente nelle stagioni estive di
punta.
15
L’area di competenza dell’impianto è comunque ampiamente esuberante e tale da
permettere la realizzazione di un ampliamento del sistema depurativo adeguato in loco.
Tra i vari scenari di progetto analizzati, sono emerse diverse soluzioni, tuttavia una è
risultata superiore a tutte per:
• Minore costo
• Volumetria molto contenuta
• Semplicità
• Affidabilità
• Perfetto inserimento col presente sistema
• Minimo impatto ambientale
• Minore costi gestionali
Infatti lo studio cinetico-modellistico matematico ha permesso di individuare un
accorgimento impiantistico (realizzazione di un acceleratore cinetico selettivo) tale
permettere di realizzare una nuova linea di depurazione lavorante in parallelo a quella
esistente, che da sola riuscirà a trattare 35.000 AE ma con una volumetria che
tradizionalmente tratterebbe circa 15.000 AE, con notevoli risparmi monetari, di ingombro,
e minore impatto ambientale.
4. DESCRIZIONE DELL’INTERVENTO
Per semplificare la descrizione del processo, nel presente paragrafo si fa riferimento allo
schema di flusso relativo alla configurazione definitiva e riportato nella Tav 05 Allegata.
Il sistema di progetto, che complessivamente tratterà 60.000 AE, si articolerà su due linee
liquami e un unica linea fanghi.
Le due linee liquami saranno:.
- la linea esistente opportunamente ottimizzata che tratterà 25.000 AE
- la nuova linea da 35.000AE
La scelta di due linee biologiche separate da 25.000AE e 35.000 AE, permetterà una
gestione flessibile del sistema anche per fermi temporanei straordinari.
Nel suo complesso il nuovo processo sarà costituito da:
A. Sollevamento primario (nuovo) da 60.000 AE
B. Ripartizione delle portate
C. Pretrattamenti da 60.000 AE
a. Grigliatura grossolana (nuovo)
b. Disabbiatura (nuovo)
c. Desoleatura (nuovo)
d. Grigliatura fine - (esistente potenziata)
D. Linea da 35.000 (nuova)
a. Sollevamento secondario
b. Acceleratore cinetico selettivo
c. Pre-Denitro
16
d. Nitrificazione-ossidazione
e. Ricircoli miscela areata
f. Sedimentazione II
E. Linee da 25.000 AE (esistente ottimizzata)
a. Pre-Denitro
b. Nitrificazione-ossidazione
c. Sedimentazione II
F. Stabilizzazione fanghi da 60.000 AE (nuova)
G. Post-Ispessimento da 60.000 AE (nuovo)
H. Disidratazione da 60.000 AE (esistente ottimizzata)
I. Locale soffianti
J. Locale quadri elettrici e remotizzazioni
K. Pozzetto fiscale e condotta con scarico a mare (esistente) / Aretusa
17
Il liquame in ingresso all’impianto di depurazione verrà alimentato attraverso una nuova
stazione di sollevamento che intercetterà sia i liquami provenienti da Rosignano Solvay
che quelli provenienti dalla frazione di Vada. Essendo la fognatura in arrivo all’impianto
di tipo misto, con presenza di scarichi di tipo industriale in rete, nel rispetto della normativa
vigente, nel quadro progettuale definitivo (60.000 AE), la portata massima alimentata al
depuratore in tempo di pioggia è pari a 5 volte la portata media Qm. Questa portata è
interamente sottoposta a trattamenti meccanici di grigliatura grossolana e
dissabbiatura/disoleatura di nuova realizzazione e dimensionati idraulicamente su un
valore di portata pari a Qpm = 5 Qm. In condizioni meteoriche tali da determinare una
portata influente pari o inferiore a 3 volte la portata media (Qpb = 3Qm), tutto il flusso in
ingresso viene sottoposto a trattamento biologico di rimozione di carbonio e azoto, con
successiva sedimentazione finale. A termine del trattamento nel labirinto finale attraverso
una valvola regolatrice, una parte della portata è inviata al post-trattamento Aretusa
(QmaxAretusa=450 mc/h), mentre l’eccedente a tale valore è scaricato in mare attraverso
condotta sottomarina. Per valori di portata compresi tra Qpb e Qpm, l’eccedenza rispetto a
Qpb, per un valore di portata massima pari a 2 Qm , viene by-passata a valle dei
pretrattamenti e scaricata in mare, previo diluizione con una parte della Qpb = 3Qm
completamente trattata (la parte eccedente a Q=450 mc/h inviata al post-trattamento
Aretusa). Le portate eccedenti alla Qpm = 5 Qm non sono sollevate dal nuovo
sollevamento primario, ma sfiorate nel Fosso Bianco, risultando sufficientemente diluite per
lo scarico diretto. (vedi logica delle portate in tempo di pioggia Fig.17)
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Nelle normali condizioni di funzionamento, il liquame in uscita dalla grigliatura grossolana
è sottoposto a rimozione di oli e sabbie all’interno del dissabbiatore/disoleatore, prima di
un ulteriore grigliatura fine con rotostacci (2 esistenti+1 nuovo).
18
A valle dei rotostacci la portata sarà ripartita (con partitore manuale) nelle due linee di
trattamento biologico (esistente e nuova).
La linea esistente da 25.000 AE, già configurata secondo uno schema di predenitrificazione, ossidazione-nitrificazione sarà ottimizzata attraverso l’inserimento
nell’ossidazione un sistema di aereazione a bolle fini (collegato al nuovo locale soffianti),
al posto del sistema meccanico oggi presente. Il sedimentatore esistente sarà invece
sottoposto a manutenzione per migliorarne l’efficienza.
La nuova linea da 35.000 AE, è invece caratterizzata dalla presenza di un’acceleratore
cinetico selettivo a monte del tradizionale trattamento biologico con pre-denitrificazione,
ossidazione-nitrificazione e ricircolo della miscela aerata. L’ acceleratore cinetico selettivo
ha il compito di selezionare i batteri a cinetiche veloci, producendo una crescita
esponenziale dei medesimi batteri a discapito dei filamentosi, produttori di schiume e
bulking e della biomassa generica a cinetica più lenta. Questo permette uno sviluppo di
batteri a rapida crescita e un accelerazione della cinetica di processo, e pertanto
consente di trattare 35.000 AE, con volumi che in assenza di acceleratore tratterebbero
15.000 AE, con notevoli risparmi economici, di ingombro, e minore impatto ambientale. La
riduzione delle vasche a valle dell’accelleratore permette anche di optare (visto il minore
costo dei volumi in gioco) per elementi in C.A.V. prefabbricati, di rapido montaggio, già
certificati per l’antisimica e per la tenuta.
La miscelazione della biomassa nelle vasche di pre-denitrificazione è ad opera di mixer
sommersi . La miscela costituita da liquame influente e fango attivo presente in predenitrificazione raggiunge per gravità il comparto di ossidazione-nitrificazione dove il
fabbisogno di ossigeno della biomassa aerobica per la nitrificazione e l’ossidazione del
carbonio è garantito da un sistema di aerazione a bolle fini, collegato al nuovo locale
soffianti. Il ricircolo della miscela aerata è avviato al comparto anossico da pompe
sommerse che alimentano apposite canalette di ricircolo.
A gravità, mediante appositi tubazioni di alimentazione, il fango attivo viene immesso nel
nuovo sedimentatore secondario per la chiarificazione del liquame depurato.
Il fango di supero del sedimentatore esistente e di quello nuovo sarà inviato alla linea
fanghi , costituita dal nuovo comparto di stabilizzazione fanghi con digestione aerobica,
da un nuovo post-ispessimento e dalla disidratazione meccanica mediante
centrifugazione, con utilizzo della macchina esistente (che funzionerà per un maggior
numero di ore al giorno rispetto ad oggi). La vasca di stabilizzazione fanghi esistenti verrà
utilizzata in emergenza in caso di sovraccarico del sistema, per la stabilizzazione dei
fanghi del sedimentatore esistente nel caso in cui questo vada in forte bulking ed per la
stabilizzazione di una parte degli oli e dei grassi provenienti dai pretrattamenti. Le nuove
vasche di stabilizzazione fanghi saranno coperte e provviste di sistema di trattamento
dell’aria. Il nuovo post-ispessimento ha la possibilità di essere completamente by-passato
con collegamento diretto alla disidratazione meccanica.
Il refluo trattato sarà inviato all’impianto di post-trattamento di Aretusa , e l’eccedente la
richiesta (QmaxAretusa=450 mc/h) allo scarico in mare con condotta sottomarina sempre nel
19
rispetto dei limiti di legge (Dlgs 152/06 e s.m. e L.R. 20/2006). Il nuovo sistema risulta infatti
verificato anche nelle punte di carico (con arco di tempo 14 h).
Le aree occupate dal nuovo impianto saranno di circa 2200 mq su di un area libera di
circa 12.000 mq (e complessivi 15.850 mq dell’intero impianto) e sono le minime possibili,
poste secondo il concetto di “treno operativo” per avere la massima linearità anche con
il piping e permettere una più facile operatività gestionale.
5. INPUT PER IL DIMENSIONAMENTO
5.1 Portate
I dati di portata utilizzati per il calcolo delle nuove volumetrie di processo da 35.000 AE (la
nuova linea):
AE di ampliamento
Dotazione idrica
Coefficiente di afflusso in fogna (ϕ)
Portata media (Qm)
Portata di picco in tempo secco (2Qm)
Portata max tempo secco trattabile nelle 14h(1,7Qm)
Portata max tempo secco trattabile nelle 18h(1,3Qm)
Portata minima notturna (0,5Qm)
Portata totale giornaliera
Portata massima in tempo di pioggia (3Qm)
35.000
250 l/AEd
0,8
292 mc/h
584 mc/h
496,4 mc/h
379,6 mc/h
146 mc/h
7.000 mc/d
876 mc/h
I dati di portata utilizzati per il calcolo delle nuove volumetrie di processo da 60.000 AE
(pretrattamenti e nuova linea fanghi) sono riportati di seguito:
AE di ampliamento
Dotazione idrica
Coefficiente di afflusso in fogna (ϕ)
Portata media (Qm)
Portata di picco in tempo secco (2Qm)
Portata max tempo secco trattabile nelle 14h(1,7Qm)
Portata max tempo secco trattabile nelle 18h(1,3Qm)
Portata minima notturna (0,5Qm)
Portata totale giornaliera
Portata massima in tempo di pioggia (5Qm)
60.000
250 l/AEd
0,8
500 mc/h
1.000 mc/h
800 mc/h
650 mc/h
250 mc/h
12.000 mc/d
2.500 mc/h
5.2 Concentrazioni
Con riferimento ai seguenti valori specifici di concentrazione dei principali macroinquinanti:
BOD5 [g/(ab×d)]
SST [g/(ab×d)]
60
90
20
TKN [g/(ab×d)]
NH4+ [g/(ab×d)]
P [g/(ab×d)]
MBAS [g/(ab×d)]
Oli e grassi [g/(ab×d)]
12,5
8,7
3,3
3
22
I dati assunti a base del presente progetto sono di seguito riportati:
COD in
600 mg/l
BOD range minimo e massimo
200-450 mg/l
COD-BOD biodegradabile medio in
300 mg/l
TKN
55-60 mg/l
N-ammoniacale
40-45 mg/l
Ptot
15 mg/l
Grassi
110 mg/l (espressi come COD LB)
Idrocarburi prevedibili + oli sint.(dovuti alla 3Qm)
1-2 ppm (mix di classe chimica
aromatica e alifatica)
5.3 Limiti allo scarico
I valori di sostanza organica, solidi sospesi ed azoto effluente assunti a base della
progettazione sono conformi a quanto richiesto dal Dlgs 152/06 (Tab.1 e3 Allegato V alla
Parte III) per scarico> 10.000 AE in acque superficiali di seguito riportati
Potenzialità impianto in A.E.
2.000 - 10.000
(abitanti equivalenti)
Parametri (media
giornaliera) [1]
> 10.000
Concentrazione
% di
riduzione
Concentrazione % di riduzione
BOD5 (senza nitrificazione)
mg/L
25
70-90 [5]
25
80
COD mg/L.
125
75
125
75
35 [5]
90 [5]
35
90
Solidi Sospesi mg/L
Limiti di emissione per gli impianti di acque reflue urbane Tab1. All.V Dlgs 152/06
21
Limiti di emissione per gli impianti di acque reflue urbane estratto Tab3. All.V Dlgs 152/06
6. CALCOLI DI PROCESSO
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6.1 Sollevamento iniziale
Per vincere le perdite di carico e la prevalenza geodetica, si predispone una stazione di
sollevamento in modo tale che il liquame possa giungere con un carico sufficiente a tutte
le sezioni dell'
impianto.
La portata massima sollevabile è la portata di pioggia (5Qm) pari a 2500 mc/h
CARATTERISTICHE DELLE POMPE
•
•
•
•
•
Superficie del bacino di sollevamento (Area Base) [m²]: 30
Tempo di ciclo delle pompe (Tc) [min]: 5
Numero di avviamenti orari Navv/h [1/h] = 60 / Tc = 12
Numero di pompe (Np): 4
PORTATE SOLLEVATE DALLE POMPE > 2.500 mc/h
Portata della pompa n°1 (Qp1) [l/s]: 400
Portata della pompa n°2 (Qp2) [l/s]: 100
Portata della pompa n°3 (Qp3) [l/s]: 100
Portata della pompa n°4 (Qp4) [l/s]: 100
Portata Totale Qp tot [l/s] = Σ Qpi (con i = 1, .., Np) = 700= 2520 mc/h
Nota la portata sollevata da ciascuna pompa e noto il tempo di ciclo delle pompe (Tc),
è possibile stabilire le frazioni di volume del bacino da attribuire a ciascuna di esse.
Detta Vpi (con i = 1, .., Np) la frazione del volume del bacino di carico compreso tra la
quota d'
attacco della pompa (i-1)-esima e la quota d'
attacco della pompa i-esima, si ha:
Vp1 [m³] = Qp1 · Tc· 60/4000 = 30
Vp2 [m³] = Qp2 · Tc· 60/4000 = 7,5
22
Vp3 [m³] = Qp3 · Tc· 60/4000 = 7,5
Vp4 [m³] = Qp4 · Tc· 60/4000 = 7,5
Il volume totale, Vtot, del bacino di sollevamento è dato dalla somma Σ Vpi, dei valori
calcolati come sopra:
Vtot [m³] = Σ Vpi (con i = 1, .., Np) = 52,5
Conseguentemente il livello massimo di azione, Li [m], di ciascuna pompa (quota di
avviamento) risultato per le 4 pompe in parallelo è dato da:
L1 [m] = Vp1 / (Area Base) = 1
L2 [m] = L1 + Vp2 / (Area Base) = 1,25
L3 [m] = L2 + Vp3 / (Area Base) = 1,5
L4 [m] = L3 + Vp4 / (Area Base) = 1,75
CARATTERISTICHE TEORICHE DELLA CONDOTTA PREMENTE
•
•
•
•
Diametro della condotta premente (D) [mm]: 894
Pressione Nominale, (PN), [atm]: 25
Lunghezza della condotta premente, Lp, [m]: 40 (entro l’impianto)
Dislivello geodetico minimo, dGeo [m]: 5
La velocità all'
interno della condotta deve essere compresa nell'
intervallo [0,5 - 1,2 m/s].
La velocità minima nella condotta, corrispondente all'
esercizio della sola prima pompa, è
data da:
Velocità minima: vmin [m/s] = 0,64
La velocità massima nella condotta, corrispondente a tutte le pompe in funzione, è data,
invece, da:
Velocità massima: vmax [m/s] = 1,12
6.2 Pretrattamenti
Questa fase ha lo scopo di rimuovere dal liquame influente i solidi più grossolani al fine di
evitare che questi possano inficiare il processo depurativo.
La portata di dimensionamento su cui è stata dimensionata la griglie è quella massima di
pioggia (5Qm) pari a 2500 mc/h.
Nella configurazione di progetto si prevede di installare dei moduli di pretrattamenti
automatizzati a “treno meccanico”.
Tale sistema prevede che ogni modulo sia composto da:
Grigliatura grossolana a coclea
Dissabbiatura
Disoleatura
L’eventuale lavaggio sabbie è separato.
I modelli di mercato più grandi arrivano fino a 1000 mc/h, ma per il sistema di progetto si è
scelto di installare 4 moduli da 720 mc/h, (per un totale di 2880 mc/h trattabili)
completamente automatizzati. La soluzione con 3 moduli più grandi da 1000 mc/h
comporta problemi di trasporto e movimentazione per le grandi dimensioni e avrebbero
un costo complessivo maggiore.
23
Nel sistema si hanno anche due coclee trasversali per il trasporto del grigliato e delle
sabbie che portano a due scarrabili gli scarti, mentre gli oli separati cadono in un pozzetto
con relativa pompa di sollevamento. Ogni modulo è provvisto di by-pass.
Tutti i sistemi di dissabbiamento e disoleatura richiedono aria per la flottazione, stimata in
650 Nm3/h, ma questi a “treno meccanico” ne richiederanno molto meno.
La scelta dei treni di pretrattamento è risultata maggiormente automatizzata rispetto ad
altre soluzioni analizzate: il maggiore costo d’acquisto sarà compensato dall’assenza di
opere in c.a. in elevazione, di fondazioni, di progettazione (a carico dei fornitori), di
relazioni sismiche e certificazioni (a carico dei fornitori) e di altre opere accessorie. Inoltre
tale soluzione comporta costi gestionali minori essendo di facile ispezione e l’assistenza
viene garantita dal fornitore stesso oltre al tempo di normale garanzia.
6.3 Linea esistente -Richiesta di ossigeno per nuovo sistema di
areazione abolle fini
Come descritto nei paragrafi precedenti, la linea esistente da 25.000 AE sarà ottimizzata
con l’inserimento di un sistema di areazione a bolle fine in sostituzione degli attuali
agitatori meccanici.
Richiesta di ossigeno:
R-O2: 1834-2568 Kg/d di picco per 25.000AE
Sistema a bolle fini con soffianti aria:
portata volumetrica teorica circa = 3700 m3/h STP
Coeff. rendimento= 0.11
OTE= 6.35 %/m
SOR= 354 kg/h
fattore di profondità 0.35
coeff. scambio refluo membrana batterica 1.012.con 2 soffianti da circa 2000 m3/h.
6.4 Linea nuova-Acceleratore cinetico selettivo
In testa alla nuova linea da 35.000 AE sarà realizzato un acceleratore cinetico selettivo
Questo ha il compito di selezionare i batteri a cinetiche veloci, utilizzando prontamente il
COD in arrivo rapidamente biodegradabile, e producendo una crescita esponenziale dei
medesimi batteri a discapito dei filamentosi produttori di schiume e bulking e della
biomassa generica a cinetica più lenta. Il controllo del selettore avviene con opportuni
ricircoli tra ricircolo e refluo fresco con valvolaggio, e sonde di controllo di ORP, pH, e T, e
di ossimetro. Nel selettore è bilanciato il rapporto C/N (carbonio azoto), e il rapporto
C:N:P:K e microelementi di catalisi durante la prima fase di acclimatazione. L’utilizzo di
tale sistema si è reso possibile grazie alle buone caratteristiche della biomassa presente
nel “sistema biologico” del depuratore che servirà come inoculo iniziale. La “pressione
batteriologica selettiva” viene raggiunta calibrando i ricircoli, l’ingresso di refluo assieme
ai parametri sopra riportati e alla fluidodinamica del selettore, che si reputa ottimale di
tipo Plug-Flow.
Il flusso del refluo in entrata, all’acceleratore cinetico deve essere il più regolare possibile,
e verrà governato da apposito diffusore in HDPE lucidato. Una paratia finale regolerà la
“vena di chiamata” del flusso in uscita dall’acceleratore allo stramazzo per immettersi
nella vasca di denitrificazione. Il diffusore ha una serie alternata di appositi fori a diametro
24
crescente dall’alto verso il basso e angoli studiati in modo da regolare sia la portata che
le direzioni di flusso e tale da impostare una reattoristica plug-flow.
Accanto all’acceleratore cinetico verrà realizzato il back-up cinetico di 5 m3.
Figura 17 Modello in elaborazione 3D del diffusore
Figura 18 Sezione del diffusore in HPDE lucidato
Dal modello di calcolo risulta chela vasca del selettore avrà dimensione di circa 45 mc
per 35.000AE, con tempi di contatto assai brevi (10-15 minuti) e potrà essere aerobica o
anossica a seconda dell’ossigeno immesso.
Le strategie di funzionamento saranno messe a punto facilmente durante lo start-up,
agendo su valvolame e mixer ed con adeguate analisi di COD rapidamente
biodegradabile, non potendo sapere ad oggi a priori l’iniziale comportamento della
biomassa. In tale vasca potranno essere anche inoculati batteri specifici commerciali che
verranno moltiplicati del selettore velocemente (incubazione selettiva).
25
A questo selettore arriveranno (coeff. afflusso 0.8 e t corrivazione circa 1.0 -0.5h):
Portata ingresso [m³/h] = 292
Fattore di carico organico, Fc [KgBOD/KgSS × d]: 0,13
Minimo valore del BOD in ingresso: BODmin [mg/l]: 200
Valore medio del BOD in ingresso: BODmed [mg/l]: 300
Massimo valore del BOD in ingresso: BODmax [mg/l]: 450
Concentrazione di fango in vasca: MLSS [mg/l]: 8500
Ossigeno disciolto, DOox [mg/l]: 3 se voluto in condizione aerobiche, altrimenti è
naturalmente anossico.
Portata di ricircolo di fanghi dalla sed. secondaria: Qr [m³/h]: 300-500 da variare durante
lo startup, a regime attorno a 100 m3/h
Fattore di ricircolo totale dei fanghi, Rtotale = Rfanghi + Rmix aer =6.8
Fattore di ricircolo miscela aerata: Rmix aer = 5.57
Temperatura ambientale-influente, T [°C]: 20
pH influente, pH: 7
Questo sistema non presenta particolari variazioni gestionali da un fanghi attivi normale,
salvo una maggiore accuratezza dei controlli del selettore stesso in ORP, pH, OD, T, SSV,
specialmente allo start-up.
L’acclimatazione preventiva (“inizializzazione cinetica”) avviene operando mediante
inoculo batterico della vasca ossidativa (che deve essere in condizioni ottimali di
processo), regolando l’arrivo ed il ricircolo mediante valvolame ed immissione di additivi
nutrizionali con inoculo selezionato. Operazione che viene eseguita solo allo star-up del
processo. Avendo rilevato una buona cinetica della biomassa del depuratore attuale,
non sarà difficile raggiungere valori elevati di duplicazione dei batteri idrolitici e
fioccoformatori.
Il basso tempo di contatto (HRT), non permette che un eventuale tossico o sovraccarico
danneggi la biomassa del selettore che è in crescita esponenziale continua e quindi
agisce anche da protezione ed allarme per le vasche biologiche a valle di pre-denito e
oxy-nitro.
La presenza del selettore cinetico dimezza le volumetrie delle vasche biologiche a valle
con notevole risparmio di costo di costruzione, ma anche di gestione straordinaria, (es.
pulizia, ripristini vasche ecc.).
6.5 Linea nuova- Pre-denitrificazione e Ossidazione-Nitrificazione
Lo schema prevede la presenza di una predenitrificazione e lo svolgimento della fase di
nitrificazione all'
interno della vasca di ossidazione.
La corrente idrica affluente alla fase 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 in seguito
all'
ossidazione dell'
azoto ammoniacale e organico in ingresso e vengono ricircolati a
monte sia con il fango ispessito nel bacino di sedimentazione secondaria, che con la
miscela aerata. Nella fase di nitrificazione si verifica, altresì, l'
ossidazione biologica del
substrato organico.
26
DATI CARATTERISTICI DEL PROCESSO
Portata ingresso [m³/h] = 292
Fattore di carico organico, Fc = 0,13
Minimo valore del BOD in ingresso: BODmin [mg/l]: 200
Valore medio del BOD in ingresso: BODmed [mg/l]: 300
Massimo valore del BOD in ingresso: BODmax [mg/l]: 450
Concentrazione di fango in vasca: MLSS [mg/l]: 7000
Ossigeno disciolto, DOox [mg/l]: 3
Portata di ricircolo di fanghi dalla sed. secondaria: Qr [m³/h]: 50
Fattore di ricircolo totale dei fanghi, Rtotale = Rfanghi + Rmix aer = 6,6
Fattore di ricircolo miscela aerata: Rmix aer = 6,42
Temperatura influente, T [°C]: 20
pH influente, pH: 7
DATI SUGLI INQUINANTI
Concentrazione di composti ammoniacali in uscita, NH4+out [mg/l]: 3
Concentrazione di nitrati in uscita NO3out [mg/l]: 6
Abbattimento percentuale di BOD: 0,929
Abbattimento percentuale di MBAS: 0,765
Volume di pre-denitrificazione
La quantità di nitrati da ridurre è pari alla somma dei nitrati in ingresso e dell'
ammoniaca
ossidata, cui vanno sottratti i nitrati voluti allo scarico.
La biomassa necessaria ad ottenere il voluto livello di denitrificazione risulta perciò:
Xd [Kg]= 3913
Il BOD utilizzato per la denitrificazione è di circa 4÷5 Kg BOD per Kg di N-NO3 rimosso
Il volume di denitrificazione mediante selettore cinetico risulta dalla modellistica di
calcolo:
Vden= 600 mc
Senza selettore risultava circa di 1340 m3 per 35.000AE
Volume di Ossidazione-Nitrificazione
Il volume della vasca di ossidazione-nitrificazione dovrà assicurare sia la rimozione delle
sostanze carboniose, sia la rimozione dell'
azoto ammoniacale. Pertanto si assumerà il
maggiore tra i due volumi calcolati per i due scopi e pari a:
Vox-nitr = 940 mc
Il volume senza selettore risultava circa il doppio.
Richiesta di Ossigeno
Per mantenere le condizioni aerobiche, all'
interno della vasca, è necessario soddisfare la
richiesta di ossigeno e scegliere, quindi, un opportuno sistema di aerazione.
L’ossigeno per il selettore risulta solo una piccola frazione di quello necessario.
In questa calcolo si è tenuto conto che in realtà i nitrati possono essere una fonte di
ossigeno anche nella vasca di nitrificazione, infatti c'
è da considerare che l'
efficienza del
sistema di aerazione può non essere così elevata e che quindi in alcuni punti del bacino si
svilupperanno condizioni di anossia. Inoltre si è tenuto anche conto del fatto che con la
27
portata di ricircolo in arrivo alla vasca di denitrificazione può arrivare anche una certa
concentrazione di ossigeno che sarà quindi prontamente utilizzato dalla biomassa
eterotrofa presente in tale vasca per l'
ossidazione nell'
azoto residuo ricircolato.
Esplicitando i termini della modellistica, si ottiene:
Richiesta di ossigeno:
R-O2 : 2568-3347 Kg/d di picco per 35.000 AE
Sistema a bolle fini con soffianti aria:
portata volumetrica teorica circa = 5861 m3/h STP
Coeff. rendimento 0.11
OTE 6.35 %/m
SOR 354 kg/h
fattore di profondità 0.35
coeff. scambio refluo -membrana batterica 1.012.con 3 soffianti da circa 2000 m3/h.
kW installati min. 107
6.6 Linea nuova- Sedimentazione secondaria
La sedimentazione secondaria ha una funzione di chiarificazione e di ispessimento,
affinché il fango attivo da ricircolare sia il più possibile concentrato .
Caratteristiche funzionali dal modello di calcolo:
SVI = 150
Carico superficiale di solidi Cs: 5.5 [KgSS/m² h
Altezza del sedimentatore Hss: 2.5m
Volume totale sedimentatore secondario: Vss = 1750 mc
Area totale per la sedimentazione secondaria: Ass = 700mq
Tempo di ritenzione sedimentazione secondaria: TRss = 3.5h
Ci =0.7m/h
Concentrazione dei solidi sospesi nel fango di ricircolo risulta: SSr = 49.200 mg/l
Portata di supero: Qw = 29 m³/d
Prod. Fango = 1500 Kg/d
6.7 Linea fanghi -digestione aerobica
La stabilizzazione del fango consente di ottenere un fango in parte non più putrescibile
(cioè quasi inattivo biologicamente), più facilmente manipolabile e disidratabile, con un
contenuto di carica batterica molto ridotto. Le digestione aerobica mira all'
abbattimento
di una certa percentuale dei solidi sospesi volatili (almeno il 40%) e per mantenere il
processo in ambiente aerobico, sarà necessario fornire ossigeno al sistema.
DATI CARATTERISTICI
Eliminando il pre-ispessitore per motivi di processo (riduzione di costo, riduzioni gestionali
ecc) il modello di calcolo segnala di cautelarsi a 16 °C e (non 20°C di processo) al 40% di
riduzione dei solidi organici. Il reattore aerobico risulta di tipo auto-termico.
Temperatura [°C]: 16
Riduzione percentuale dei solidi sospesi rid: % SSV= 40
Portata in ingresso Qin [m3/d] 154 (6.5 mc/h)
Solidi sospesi in ingresso [%] = 39
28
La concentrazione di SS in uscita risulta: SSdig [Kg/m3] = 15
Il modello utilizzato calcola la portata massica di SS in ingresso Fssin.
Per il calcolo della portata massica di solidi sospesi in uscita ipotizza che questa sia pari
alla somma della portata di solidi sospesi non volatili (che passa quindi tal quale
attraverso la fase di digestione) e della portata di solidi sospesi volatili residui,Fssout.
Fssvout = portata massica si solidi sospesi volatili in uscita
Fssvin = portata massica si solidi sospesi volatili in ingresso
(Fssin - Fssvout) = portata massica di solidi sospesi non volatili
La stechiometria della relazione cinetica immessa nel modello (ottimizzazione per il
rilevamento della produzione di composti odorosi durante il processo), è la seguente:
Con:
Nx = composti ammoniacali, amminici, ammidici
Sx = composti solforosi, sulfurei, indolici, mercaptanici
Composti complementari (in tracce) = metano, monossido, idrogeno
SS = Solidi sospesi biodegradabili (molecole POM = COD lentamente biodegradabile)
Θ = SRT (d) della biomassa totale in vasca
Fx = funzione multipla a 3 variabili
234
4
4
"
Il modello di calcolo ha ricavato i seguenti valori:
Fssout [ton/d] = 98,6
% SSout = 1,5
SSVout [mg/l] = 11.146
PARAMETRI DI FUNZIONAMENTO
Dal bilancio di massa del modello si ottiene:
Portata in uscita Qout [m³/d] = 107
T° x Età = 384
Il modello di calcolo consiglia una temperatura di verifica a 16 °C invece di 20 °C,
evitando in tale modo di produrre odori anche in condizioni autunno-primaverili, o di
sovraccarico, o di scompenso temporaneo della rimozione del biodegradabile,
scongiurando fenomeni anossici ed odorosi per riduzione di efficienza.
Età_dig[α] = 23,6
Volume V [m³] = 2925,3 ≅ 3000
TR [d]= 19 - 20
29
Portata di surnatante [m³/d] = 46,8 – 105 (dipendente dal valore della Qr attuata nel
range di variabilità prevedibile).
Per mantenere il processo in condizioni aerobiche:
la portata di ossigeno necessaria risulta:qO2 [kg/d] = 1.500-6.000.
richiesta di aria in condizioni STP da 52 m3/h a 208 m3/h (1248-5000 m3/d).
La differenza di portata massica dipende dall’elasticità voluta nella portata di ricircolo Qr
dal sedimentatore alla vasca di ossidazione, rispettivamente nel range 50-300 m3/h con
un valore centrale di circa 3750 kg/d, per sistemi a mixer a vasca scoperta e con diffusori
a bolle grosse o cannoni air-jet.
Per cui sono prevedibili 144-156 kW rispettivamente di potenza impiegata.
Tuttavia, comprendendo l’attuale vasca di stabilizzazione e in caso di scelta operativa
delle due vasche contiuna e/o di soccorso, si può scendere ad un volume di
ampliamento di 2500 m3.
TERMICA
Il processo di digestione aerobico è fortemente legato nella sua efficienza a due valori di
temperatura:
Ta = T ambientale
Tp = T autotermica del processo
La seconda è batterio – metabolica dipendente dal tipo “non fermentativo”.
Si è quindi modellizzato anche la termica (bilancio flussi termici) del reattore aerobico,
considerando le trasmittanze dei materiali strutturali (kt), i valori termodinamici del fango
in funzione del contenuto in solidi, la portate e le condizioni ambientali a vasca aperta e
con aerazione/miscelazione a mixer o a cannone sommerso, onde vedere se il sistema
può avere problemi alle basse come eccessivamente alte temperature ambientali, che
oltre a portare crisi biologiche causerebbero produzioni di cattivi odori.
Le pareti delle vasche sono state pensate tutte con esposizione a NORD (cautelativa),
fuori terra, coeff. K liminare a 1- 4 m/s di vento per pareti esposte.
Le coppie di valori più importanti sono così risultate:
Ta = 5 °C
Tp 30.2 °C
Ta = 25.5 °C
Tp 39.4 °C
Si è evidenziato che anche a valori attorno a -5 °C la Tp supera addirittura i 20 °C
(autotermica del reattore verificata), con assenza quindi di produzioni fermentative
anche a basse temperature ambientali.
Anche la temperatura dell’aria in ingresso ha un suo indice di innalzamento della termica.
Tuttavia essendo orientati a sistemi meccanici (od al massimo con cannoni aria), per
l’economicità del sistema e la poca aria eventualmente da trattare, non si è considerato
questa apporto termico che è più evidente invece in caso di insufflazione con tubi forati a
“T” a bolle grosse.
Il sistema è stato infatti previsto con adeguati mixer.
30
6.8 Post ispessimento
L'
ispessimento pensato e modellizzato è di tipo totalmente fisico che mira, sfruttando la
forza di gravità, a ridurre il tenore di umidità del fango, ottenendo una conseguente
diminuzione di volume a parità di sostanza secca. Il surnatante liberato viene inviato a
monte del trattamento depurativo.
CARATTERISTICHE DELL'
INFLUENTE
Portata di fango influente Qfinpostisp [m³/d]: 102,56 = 5.2 m3/h
Percentuale dei solidi sospesi nei fanghi influenti SSinpostisp%: 1,5
Percentuale solidi sospesi nei fanghi ispessiti SSoutpostisp%: 3,06
Da cui si ha:
Concentrazione dei solidi sospesi totali nei fanghi influenti SSinpostisp [mg/l]: 15000
Concentrazione dei solidi sospesi totali nei fanghi ispessiti SSoutpostisp [mg/l]: 30600
CARATTERISTICHE DELL'
EFFLUENTE
Portata di fanghi in uscita, Qfoutpostisp [m³/d] = 50,27 = 2.1 m3/h
Portata di surnatante: qsur [m³/d] = 52,28
DIMENSIONAMENTO ISPESSITORE TIPO STATICO
Altezza ispessitore H [m]: 3,57
Per il calcolo dell'
area di base della vasca, si assume un carico di solidi superficiale
ottimale ricavato dalla letteratura ed interpolato in base ai valori delle portate in ingresso.
Dai dati immessi nel modello di calcolo si ha:
Aisp [m²] = 42,26
Il volume dell'
ispessitore è dato da:
Volume ispessitore Visp-tot [m³] 150,88
TR [d] = 1,3
Il carico superficiale ottimale risulta pari a: Cs_p_is [KgSS/m²d] = 36,4
6.9 Disidratazione meccanica
L'
alimentazione alla sezione di disidratazione (già esistente) è caratterizzata dai seguenti
valori di portate e concentrazioni:
Portata volumetrica di fanghi provenienti dalla digestione, Qf-in [m³/d]: 107,22 (max)
Portata massica giornaliera di fanghi provenienti dalla digestione, Fin [t/d]: 107,22 (max)
Concentrazione di solidi volatili contenuti nell'
alimentazione, SSVin [mg/l]: 11390
Percentuale di solidi sospesi nell'
alimentazione, SSin%: 1,5
La modalità di disidratazione usata nell'
impianto si basa sull'
impiego di
esistente Pieralisi modello Hercules 470/2 con le seguenti caratteristiche:
Potenza 30 kW
Regime di rotazione 3350 max giri/min
Forza centrifuga 2950 max x g.
Rapporto di snellezza L/D 3,53
31
centrifuga
Diametro tamburo mm 470
Portata idraulica l/h 35.000 a pieno regime (30 m3/h a marcia normale)
Lunghezza totale 3.490 mm
Larghezza totale 1.580 mm
Altezza totale 1.725 mm
Pertanto si può stimare che nell'
effluente vi sia:
Percentuale Solidi Sospesi nella disidratazione, SSdis%: 30
Che le portate siano:
Portata volumetrica giornaliera di fango dalla disidratazione Qdis [m³/d] = 5.26
Portata massica giornaliera di fango dalla disidratazione, Fdis [t/d] = 5.266
6.10 Riepilogo nuove volumetrie
Sollevamento iniziale
AE di dimensionamento
Volume/Quantità
60.000
V=52,5 mc
Pompe: n°1x400l/s+n°3x100
l/s
Pretrattamenti tipo treno
60.000
4 moduli da 720 mc/h
Rich.Ossig. Linea esistente 25.000
R-O2: 1834-2568 Kg/d
2 soffianti da 2000mc/h
Acceleratore cinetico
35.000
V=45 mc
Predenitrificazione
35.000
V=600mc (~ 1340 mc*)
Ossidazione-Nitrificazione
35.000
V=940 mc (~ 1800 mc*)
Rich.Ossig.
35.000
R-O2: 2568-3347 Kg/d
Sedimentatore
35.000
2 soffianti da 2000mc/h
V=1750 mc H=2,5m
A=700mq
Digestore aerobico
60.000
V=2500mc
Post-ispessimento
60.000
V=150,9mc H=3,6m
A=42,3mq
(*) Volumetrie necessarie in assenza di acceleratore cinetico
6.11 Effluente finale
In sintesi i valori di portata trattati nell'
impianto sono:
Portata media giornaliera Qmed(24h) [m³/h]: 335
Portata minima notturna Qmin(48h) [m³/h]: 250
Portata di punta diurna Qmax(14h) [m³/h]: 850
32
Portata media diurna Qmed(18h) [m³/h]: 650
Portata di pioggia Qpioggia [m³/h]: 2522
Le concentrazioni prevedibili nell'
effluente finale:
LINEA ACQUE
BOD5 [mg/l]: 20,69
SST [mg/l]: 8,30
NO3 [mg/l]: 6
NH4+ [mg/l]: 3
P [mg/l]: 8,5
MBAS [mg/l]: 4,1
Oli e grassi [mg/l]: 5,04
LINEA FANGHI
Portata in uscita Qout [m³/h] = 5.26
SSout [%] = 20
SSv [mg/l] = 17.197
Portata massica F [t/d] = 5.26
Rifiuti prodotti dalla grigliatura FRSU [t/d]: 0,26 (260 kg/d)
Sabbie prodotte Fdis [t/d]: 2,34 (2340 kg/d) non lavate
Fango prodotto [t/d]: 5.26
-37 $8 9 $6
7$
:
Per le nuove strutture di tenuta, si prevede di utilizzare vasche in c.a.v. I prefabbricati
saranno in questo caso utilizzabili nelle condizioni ambientali TIPO C di aggressività
moderata come indicato nella tabella A1 della UNI EN 13369. I monoliti in c.a.v. saranno
sigillati a dovere ed inghisati ad un cordolo in c.a. di adeguata resistenza, e da platea di
contenimento sempre in c.a. per ambienti aggressivi TIPO C.
Alternativa alle vasche in c.a.v., potrà essere il c.a. gettato in opera con spessore da 2530 cm, e maggiorazione dei “copriferri” ad almeno 3 cm nella parte interna a contatto
con i reflui. Il c.a. avrà un Rck
300, con classe esposizione ad attacco chimicoambientale moderatamente aggressivo, classe di consistenza S5 (superfluida), e
confezionato con cemento tipo CEM I (Cemento Portland), classe 42.5 R secondo la
norma UNI EN 197-1.
Il magrone di sottofondazioni, dove necessario, sarà debolmente armato Rck 156 o R
32.05 ad almeno 200 kg/m3 di cemento, su suolo sottostante compattato e livellato a
dovere, e con un strato leggero di sabbia sul fondo.
La maggior parte di condotte previste sono in HDPE PN 16 ed con flange tipo Resko
antisfilamento per collegamenti tra PE e PVC, o a saldare tra PE-PE, o mediante
frangiatura a saldare se tra inox-inox 316.
Per i nuovi macchinari si prevede:
- per i sollevamenti, pompe sommerse a girante arretrata e/o mono per fanghi abrasivi e
viscosi.
- per i pretrattamenti, un sistema di tipo modulare con parti in acciaio 304 e acciaio
speciale per le parti usurabili;
33
- per il sistema di agitazione e areazione dei reflui, si prevedono strutture a bassa gestione,
con mixer a secco in acciaio inox 316L, e diffusori tipo chamber in polimero PP , con
camera mobile elastica in polimero EPDM micro - fessurato anti intasamento (anche in
caso di fermo aria, dato che la chamber agisce anche da valvola di ritegno). Un'
altra
altra ipotesi impiantistica da valutare in sede di progettazione definitiva, è l’utilizzo di
sistemi innovativi come la girante iperboloide sommersa con motore a secco a doppie
alette: esterne per miscelare, interne sotto “bicchiere” per rendere a bolle fini l’aria a
bolle grosse insufflata anularmente dal sistema girante, con ugelli anti intasamento posto
sotto l’iperboloide. Il sistema è in tecno-polimero ad alta resistenza all’abrasione e agli
attacchi chimici, nonché ad alte e basse temperature, con castello di supporto girante in
inox a lubrificazione naturale mediante lo stesso liquame. La manutenzione e le
registrazioni (in genere ogni 2 anni), avvengono semplicemente tirando l’organo sul
proprio asse motore, senza vuotare la vasca. L’inverter presente garantisce inoltre la
massima efficienza di miscelazione a seconda della portata idraulica. Vedi figure
sottostanti.
Figura 20 Diffusore a chamber
34
Figura 22 Girante ad iperboloide e insufflazione aria anularmente
35
Dell’impianto esistente potranno essere utilizzati adeguatamente i rotostacci e la
centrifuga di essiccazione fanghi stabilizzati visto che questi macchinari non arrivano ad
oggi alla loro piena operatività funzionale.
.3$ $6 ;
<;8 =
Attraverso lo sviluppo e la selezione della biomassa presente effettuata con una
reattoristica selettiva veloce posta in testa alla nuova linea, in grado di accelerare
cineticamente tutto il sistema e di evitare il più possibile fenomeni di bulking, rising, ecc. ,
si è ottenuto una serie di reattoristiche a valle (nuova pre-denitro,nuova ossidazionenitrificazione) con una volumetria ridotta (da 15.0000 AE in sistema tradizionale) ma
funzionante oltre i 35.000 AE.
Il minore tempo di contatto dovuto all’acceleratore cinetico, garantisce da una parte la
massima degradazione biologica (cinetica accelerata), e permetterà dall’altra di avere
un sistema che difficilmente entrerà in condizioni anaerobiche con sviluppo di cattivi odori
ed aerosol.
Il sistema complessivamente tratterà 60.000 AE con fognature miste, con una potenzialità
di trattamento superiore (circa del 12%), in previsione di ulteriori apporti, di picchi di
carico e piogge eccezionali.
La tecnologia dei sistemi scelta è quella col minore numero di organi in movimento ad
alta velocità pur presentandosi automatizzata, e con buoni benefici gestionali.
L’area utilizzata facente già parte dell’impianto esistente Rosignano-Aretusa, rappresenta
la migliore opportunità per rispondere alle dovute distanze dalle abitazioni, per
accessibilità, per costi di realizzazione ed allaccio, per vincolistica esistente.
I costi di realizzazione risultano proporzionali a quelli di altre tecnologie, tuttavia meno
automatizzate e performanti e che avrebbero costi gestionali e di manutenzione
ordinaria molto superiori.
Il risparmio economico sui costi di realizzazione derivato dalla notevole riduzione delle
volumetrie necessarie per la nuova linea (vedi acceleratore cinetico), permetterà anche
di rinnovare alcune parti del sistema esistente, oramai usurate, ripristinandone tutta la sua
potenzialità primitiva.
Il bilancio gestionale è risultato positivo al grado tecnologico scelto. Tutte le tecnologie “in
movimento”, come pompe, carri ponte-raschiatori dei sedimentatori, motori ad inverter ,
remotizzazioni, ecc. sono stati adeguatamente sovradimensionati in modo da ridurne la
“fatica” e quindi le future revisioni, con conseguente contenimento dei costi gestionali.
Anche la realizzazione di vasche in C.A.V. ad alta resistenza agli attacchi chimici,
contribuirà a ridurre le manutenzioni e i costi gestionali.
Per tali motivi suddetti, il sistema scelto risulta essere il migliore tra quelli analizzati e
modellizzati, per avere un buon compromesso tra costo di realizzazione, costo gestionale
36
e beneficio ambientale, nel rispetto della potenzialità richiesta dal sistema e dei limiti allo
scarico del recettore finale.
37