fanghi di depurazione delle acque reflue - home-it...

Piero SIRINI, Riccardo GORI, Francesco LOMBARDI Dipartimento di Ingegneria Civile e Ambientale, Università di Firenze

Dipartimento di Ingegneria Civile e Informatica, Università Tor Vergata di Roma

Termoutilizzazione

Roma, 9 Febbraio 2017

FANGHI DI DEPURAZIONE DELLE ACQUE REFLUE

Modalità e limiti di recupero

riutilizzo e smaltimento

Le tecnologie di trattamento

SOSTANZA ORGANICA [%] UMIDITA’ [%]

SOLIDI TOTALI [%]

0.5 1 10 0.5

100

Trattamenti biologici convenzionali

Trattamenti biologici in fase solida

Scambio ionico…

…Elettrodialisi

2

10

30

100

1

1

10

100

Discarica controllata

Termoutilizzazione

Incenerimento su letto fluido

Trattamenti biologici in fase fangosa

Stabilizzazione/ Solidificazione

Termovalorizzazione: Europa vs Roma

Copenhagen

Vienna

Londra

Barcellona

Amsterdam Berlino

Parigi 1

Parigi 2

Parigi 3

Il Principio di prossimità

South East London Combined Heat and Power Limited SELCHP Energy Recovery Facility Landmann Way, Off Surrey Canal Road, London SE14 5RS www.selchp.com

Using waste to provide energy for the community Rising waste production, diminishing landfill capacity and increasing regulation are issues which affect everyone. In a city the size of London, logistical problems of moving waste to a disposal site add more pressure to find sensible waste management solutions that address the "proximity principle"; minimising unnecessary transportation and taking responsibility for local waste production

I Fanghi derivanti dal trattamento dei reflui civili

Cos’è sono i fanghi da trattamento dei reflui civili ?!? Da quali unità di processo originano ?!? Quali proprietà possiedono ?!? La loro combustione ha influenza sull’incremento in atmosfera dei gas clima – alteranti ?!?

Temperatura, T [°C]

100 200 300 400 500 600 700 800 9000

20

40

60

80

100

Pes

o/P

eso

iniz

iale

, P/P

0[%

]

Programma termico di scansione (10 [°C/min]) in azoto Isoterma (900 [°C]) in aria

Umidità

Sostanza volatile combustibile

Carbonio fisso

Ceneri

Temperatura, T [°C]

100 200 300 400 500 600 700 800 9000

20

40

60

80

100

Pes

o/P

eso

iniz

iale

, P/P

0[%

]

Programma termico di scansione (10 [°C/min]) in azoto Isoterma (900 [°C]) in aria

Umidità

Sostanza volatile combustibile

Carbonio fisso

Ceneri

Analisi immediata (Proximate Analysis) L’analisi immediata comprende dunque le seguenti determinazioni: - Umidità (Moisture content), U: perdita in peso di acqua per riscaldamento del rifiuto a 105 ± 5°C per 1 [h]. - Sostanza Volatile (Volatile Matter), SV: perdita in peso di un campione (preventivamente essiccato) per riscaldamento a circa 950°C per 7 [min] in cui è impedita la combustione a causa dell’assenza di ossigeno; è dunque la porzione della Frazione Combustibile che brucia allo stato gassoso.

- Carbonio Fisso (Fixed Carbon), CF: questo rappresenta, dal punto di vista concettuale, il materiale combustibile presente nel rifiuto dopo la perdita della Sostanza Volatile; il Carbonio Fisso rappresenta dunque la porzione combustibile che brucia allo stato solido.

- Ceneri (Ash), A: Le Ceneri, rappresentano il residuo inorganico che si ottiene dopo combustione a circa 600°C in presenza di ossigeno; durante la calcinazione, infatti, le sostanze organiche ed il carbonio libero bruciano mentre le sostanze minerali non combustibili rimangono come residuo.

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Fraz

ione

no

n co

mbu

stib

ile

Fraz

ione

co

mbu

stib

ile

Fraz

ione

co

mbu

stib

ile

Um

idità

Ceneri Ceneri

Um

idità

So

stan

za

Vola

tile

Carbonio Fisso

Analisi termogravimetrica

Frazioni del fango determinabili a mezzo dell’analisi immediata

0 0

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Frazione Combustibile FC = (SV + CF) [%]

Umidità, (U), [%] Ceneri, A [%]

Rappresentazione sintetica

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

FC

FNC

FC

A A

U U

SV

CF

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Analisi Elementale (Elemental Analysis)

FC

FNC

FC

A A

U U

SV

CF

FNC

Carbonio

Idrogeno Ossigeno Azoto Zolfo

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

A

U

O

C

H

N S

A

O

C

H

N S O

C

H

N

S

As received, ar Dry-basis, db Dry ash-free basis, dafb

Unità di misura

(tal quale) (su base secca) (su base secca combustibile)

Rappresentazioni equivalenti

0 0

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100



As received, ar

Dry basis, db

Dry ash-free basis, dafb

0

0

0 10

10

10

20

20

20

30

30

30

40

40

40

50

50 50

60

60

60


70

70

70

80

80

80

90

90

90 100

100

100


Campo di

autocombustione

U < 50 [%]

A < 60 [%]

FC > 25 [%]

Diagramma di Turner

Potere Calorifico Superiore Unitario

La relazione più largamente utilizzata per la determinazione del potere calorifico di un rifiuto è quella di Dulong modificata, che, nota l’analisi elementale del rifiuto, fornisce il valore del PCSU a mezzo della:

S40N10 O81H610C145PCSU 22 ⋅+⋅+

−⋅+⋅=

dove: PCSU = potere calorifico superiore unitario, [Btu/lb]; C, H, O, N ed S = quantità dei diverse elementi espresse come percentuali in peso, [%].

1 [Btu/lb] = 0,5556 [kcal/kg] = 2.326,00 [J/kg]

Si osserva che 1 mole di O2 reagisce con 2 moli di H2, ovvero 32 [g] di O2 sottraggono 4 [g] di H2, e dunque per ogni 8 [g] di Ossigeno presente viene sottratto 1 [g] di Idrogeno dalla combustione.

Potere Calorifico Inferiore Unitario

L’acqua prodotta dall’ossidazione del combustibile si troverà sempre allo stato vapore, dunque, il quantitativo di calore rilasciato durante il processo di combustione risulterà inferiore al PCSU: - di una quantità pari al prodotto della massa d’acqua derivante

dall’ossidazione (pari a 9×H, con H espresso in decimali) e

- di quella presente come umidità nel solido (pari a U, con U espresso in decimali) per il calore latente di condensazione, λ (pari 583,71 [kcal/kg] @ 25 [°C]).

( )H9UPCSUPCIU ⋅+×λ−=

Potere Calorifico Superiore e Inferiore

O2HO2H 222 →+ 2 moli di H2 vengono sottratte dalla combustione da 1 mole di O2

4 [g] di H vengono sottratti dalla combustione da 32 [g] O

1 [g] di H viene sottratto dalla combustione da 8 [g] O

2 moli di H2 producono 2 moli di H2O

4 [g] di H producono 36 [g] di H2O

1 [g] di H produce 9 [g] di H2O

S40N10 O81H610C145PCSU 22 ⋅+⋅+

−⋅+⋅=

dove: PCSU = potere calorifico superiore unitario, [Btu/lb]; 1 [Btu/lb] = 0,5556 [kcal/kg] = 2.326,00 [J/kg] C, H, O, N ed S = contenuti nei diverse elementi espressi come percentuali in peso, [%].

Formula di Dulong modificata

O2HO2H 222 →+

( )H9UPCSUPCIU ⋅+×λ−=

dove: PCIU = potere calorifico inferiore unitario, [Btu/lb] U = contenuto d’acqua, [decimale] H = contenuto in idrogeno, [decimale] λ = calore latente di condensazione dell’acqua (@[25°C]), 1.050,68 [Btu/lb] = 583,71 [kcal/kg] = 2.443,89 [kJ/kg]

Composizione del fango

Composizione vs U

0

0

0 10

10

10

20

20

20

30

30

30

40

40

40

50

50 50

60

60

60

Frazione Combustibile FC [%]

70

70

70

80

80

80

90

90

90 100

100

100

Umidità, (U), [%]

Ceneri, A [%]

Composizione – U - PCIU

0

0

0 10

10

10

20

20

20

30

30

30

40

40

40

50

50 50

60

60

60

Frazione Combustibile FC [%]

70

70

70

80

80

80

90

90

90 100

100

100

Umidità, (U), [%]

Ceneri, A [%]

100 [kcal/kg]

500 575

1.000

1.500 1.722

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

Grafico basato su: 1,42 [gCOD/gFC] e 3,26 [kcal/gCOD]

Il Trattamento a Fanghi Attivati

GRIGLIATURA GROSSOLANA

SOLLEVAMENTOEQUALIZZAZIONE

GRIGLIATURAFINE

SEDIMENTAZIONEPRIMARIA

PREDENITRIFICAZIONE

OSSIDAZIONENITRIFICAZIONE

SEDIMENTAZIONESECONDARIA

FILTRAZIONE

DISINFEZIONE

DISSABBIATURADISOLEATURA

VASCHEA PIOGGIA

PREISPESSIMENTO

DIGESTIONEANAEROBICA

POSTISPESSIMENTO

DISIDRATAZIONEMECCANICA

RICETTOREFINALE

LINEA LIQUAMILINEA FANGHIBY-PASS

PARTITORE

SCOLMATORE

ARRIVO LIQUAMI

GRIGLIATURA GROSSOLANA

SOLLEVAMENTOEQUALIZZAZIONE

GRIGLIATURAFINE

SEDIMENTAZIONEPRIMARIA

PREDENITRIFICAZIONE

OSSIDAZIONENITRIFICAZIONE

SEDIMENTAZIONESECONDARIA

FILTRAZIONE

DISINFEZIONE

DISSABBIATURADISOLEATURA

VASCHEA PIOGGIA

PREISPESSIMENTO

DIGESTIONEANAEROBICA

POSTISPESSIMENTO

DISIDRATAZIONEMECCANICA

RICETTOREFINALE

LINEA LIQUAMILINEA FANGHIBY-PASS

PARTITORE

SCOLMATORE

ARRIVO LIQUAMI

DIGESTIONE AEROBICA/

ANAEROBICA

Sedimentatore primario

QF

Fanghi Primari

QF

Reattore anossico Rattore aerobico Aria

Ricircolo fanghi

Ricircolo miscela aerata Sedimentatore II Effluente finale

Spurgo fanghi

QF, SF, MF 1 2 3

Digestione Anaerobica

Digestione Aerobica

Sedimentazione I: Effluente


QF

Fanghi Primari

QF

Concentrazioni nell’effluente dalla sedimentazione primaria

Sedimentazione I: Abbattimenti


QF

Fanghi Primari

QF

Efficienze di abbattimento in sedimentazione primaria

Fanghi Primari Sedimentatore primario

QF

Fanghi Primari

QF

Principali caratteristiche del fango primario

Il Reattore Biologico

Reattore anossico Reattore aerobico

Aria

Ricircolo fanghi

Ricircolo miscela aerata

Influente

Sedimentatore

Effluente finale

Spurgo fanghi

QF, SF, MF

S1, M1, N1, XE1, XN1 S2, M2, N2, XE2, XN2

Rb.QF

Ra.QF

S2, M2, N2,

(QF–Qw)

S2, M2, N2,

XR, Qw

1 2 3

Frazionamento del COD, del BOD5 e dei SST nell’influente al comparto biologico

Frazionamento del TKN nell’influente al comparto biologico

Il Reattore Biologico: Verifica


Ricircolo fanghi


Spurgo fanghi

QF, SF, MF 1 2 3

Caratteristiche dell’influente e parametri di calcolo

Il Reattore Biologico: Effluente


Ricircolo fanghi


Spurgo fanghi

QF, SF, MF 1 2 3

Risultati di verifica del comparto biologico

Fanghi secondari


Ricircolo fanghi


Spurgo fanghi

QF, SF, MF 1 2 3

Principali caratteristiche del fango di spurgo

CFSTR con ricircolo: CS

Reattore aerobico

Aria

Ricircolo fanghi

Influente

Sedimentatore

Effluente finale

Spurgo fanghi

QF, SF, XF ≈ 0

(1+Rb)•QF, S, X Rb

.QF

(QF–Qw), S, XU

QW, S, XR

[ ] Vr)t(SQ)t(S)QQ(SQdt

)t(dSV suWWFFF ⋅−⋅+⋅−−⋅=

[ ] V)t(X'XQX)QQ(XQdt

)t(dXV RWUWFFF ⋅⋅µ+⋅+⋅−−⋅=

Bilancio Biomassa

Bilancio Substrato

[ ] 0VXkSKSXQX)QQ( d

s

mRWUWF =⋅⋅

−

+⋅µ

+⋅+⋅−−

[ ] 0VSKSXkSQS)QQ(SQ

sWWFFF =⋅

+⋅⋅

−⋅+⋅−−⋅

In condizioni stazionarie si ha:

[1]

[2] FIGURA A-1 Reattore CFSTR con ricircolo: rimozione substrato carbonioso.

Caratteristiche dell’influente e costanti cinetiche

Equazioni di base In condizioni di stato stazionario, valgono le seguenti relazioni che legano tutte le grandezze al tempo medio di residenza cellulare, θc, tenendo presente che i dati di Tabella A-1 sono espressi in termini di COD:

( ) ( )( ) 1k

k1KScdmax

cdsc −ϑ⋅−µ

ϑ⋅+⋅=ϑ[3] ( )

cdcobs k1

YYϑ⋅+

=ϑ[4] ( ) ( )SSY,X FobsH

cHc −⋅⋅

ϑϑ

=ϑϑ[5]

( ) ( )000.1

SSYQP Fobscx

−⋅⋅=ϑ[6’] ( ) ( )

xF

c2O Pf000.1

SSQR ⋅−−⋅

=ϑ[7] ( ) ( )r000.1

SSYQP Fobscx ⋅

−⋅⋅=ϑ

[mgCOD/L] [mgVSS/mgCOD] [mgVSS/L]

[6”] [kgTSS/d] [kgVSS/d] [kgO2/d]

Sulla base delle relazioni da [3] a [7], è possibile strutturare la seguente Tabella A-2, in cui i valori delle diverse grandezze vengono fatte variare in funzione del θc. Le stesse vengono amplificate per il corrispondente fattore moltiplicativo esposto, al fine di rappresentarle tutte in un unico diagramma. Per la X vengono rappresentate curve corrispondenti a diversi valori del θH.

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

6.000

7.000

8.000

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0

Diagramma di stato stazionario

θc, [d]

P x(θ

c), [k

gVSS

/d] ×

1

S(θ c

), [m

gCO

D/L]

× 1

0 X(θ c

, θH)

, [m

gVSS

/L] ×

1

R O2(θ c

), [k

gO2/

d] ×

1

Px(θc)

S(θc)

X(θc, θH = 8 [h])

RO2(θc)

X(θc, θH = 9 [h]) X(θc, θH = 10 [h])

θc, min = 0,29 [d]

θc(PX,max) = 0,93 [d]

SF = 480 [mgCOD/L]

θc(SLIM) = 0,38 [d]

SLIM = 125 [mgCOD/L]

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

6.000

7.000

8.000

0 5 10 15 20 25 30

Diagramma di stato stazionario P x

(θc),

[kgV

SS/d

] × 1

S(θ c

), [m

gCO

D/L]

× 1

0 M

(θc)=

X·θ H

, [kg

MLV

SS/L

] × 0

,10

R O2(θ c

), [k

gO2/

d] ×

1

SF = 480 [mgCOD/L]

M(θc)

θc, [d]

S(θc)

Px(θc)

RO2(θc)

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

6.000

7.000

8.000

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0

Variazione della produzione fanghi

θc, [d]

P x(θ

c), [k

gVSS

/d] ×

1

S(θ c

), [m

gCO

D/L]

× 1

0 X(θ c

, θH)

, [m

gVSS

/L] ×

1

R O2(θ c

), [k

gO2/

d] ×

1

Px(θc)

S(θc)

X(θc, θH = 8 [h])

RO2(θc)

X(θc, θH = 9 [h]) X(θc, θH = 10 [h])

θc, min = 0,29 [d]

θc(PX,max) = 0,93 [d]

SF = 480 [mgCOD/L]

θc(SLIM) = 0,38 [d]

PX,max = 3.817 [kgVSS/d]

PX = 1.266 [kgVSS/d]


ΔPX = - 2.551 [kgVSS/d] PX = 0,33·PX,max

3222275 NHOHCOONOHC ⋅δ+⋅γ+⋅β→⋅α+

5a ==β1d ==δ

( ) 5c25,0 =−γ+β⋅⋅=α( ) 23b5,0 =δ⋅−⋅=γ

3222275 NH1OH2CO5O5NOHC ⋅+⋅+⋅→⋅+113 [g] 160 [g] 220 [g] 36 [g] 17 [g]

1.000 [kg VSS] 1.416 [kg O2] 1.947 [kg] 319 [kg] 150 [kg]

1,42 [g COD/g VSS]

La ragione che il calore rilasciato per unità di COD rimosso risulti relativamente costante, risiede nel fatto che il COD rappresenta una misura degli elettroni trasferiti

Durante l’ossidazione aerobica del substrato organico, devono essere trasferite 4 [mol] di elettroni per ciascuna mole di substrato (espresso come Chemical Oxygen Demand), ovvero:

22 O

21e1O

41 −− =⋅+

In tal modo, il COD del substrato viene ad essere proporzionale al numero di elettroni trasferiti durante l’ossidazione aerobica dello stesso

Ossidazione del carbonio

26,05 [kcal/mol e- trasf.]

Poiché, inoltre, il Calore di combustione per elettrone trasferito è relativamente costante e pari a circa:

Nei processi di ossidazione aerobica, dunque, il COD si rileva essere una misura dell’energia rilasciata e risulta relativamente costante per una larga varietà di substrati proprio perché connessa al trasferimento di elettroni

In tal modo, il COD del substrato viene ad essere proporzionale al numero di elettroni trasferiti durante l’ossidazione aerobica dello stesso

giacché per 1 [mol] O2 vengono trasferiti 4 elettroni, si ha (4 x 26,05):

104,2 [kcal/ mol O2] = 104,2/32 [kcal/g O] = 3,26 [kcal/g COD]

OH2COO2CH 2224 ⋅+→⋅+

[ ]2

.trasf

O mol]e[ 4

−

]e[ 8 .trasf−

( )]CH kg[

]MJ[53,54]CH g[

]kcal[03,1316

05,26844

==×

[ ]−.trasfe]kcal[ 05,262

2 O21e1O

41 −− =⋅+

Ossidazione e produzione di energia

1,42 [kg COD/kg VSSdafb] Nel caso dei fanghi secondari:

(1,42 x 3.26) = 4.610,62 [kcal/kg VSSdafb] = 19,30 [MJ/kg VSSdafb]

Fattori di equivalenza

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

6.000

7.000

8.000

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0

Variazione del consumo d’ossigeno

θc, [d]

P x(θ

c), [k

gVSS

/d] ×

1

S(θ c

), [m

gCO

D/L]

× 1

0 X(θ c

, θH)

, [m

gVSS

/L] ×

1

R O2(θ c

), [k

gO2/

d] ×

1

Px(θc)

S(θc)

X(θc, θH = 8 [h])

RO2(θc)

X(θc, θH = 10 [h])

θc, min = 0,29 [d]

θc(PX,max) = 0,93 [d]

SF = 480 [mgCOD/L]

θc(SLIM) = 0,38 [d]

PX,max = 3.817 [kgVSS/d]

PX = 1.266 [kgVSS/d]


RO2M = 3.711 [kgO2/d]

RO2 = 7.773 [kgO2/d]

ΔPX = - 2.551 [kgVSS/d]

PX = 0,33·PX,max

X(θc, θH = 9 [h])

ΔRO2 = + 4.062 [kgO2/d] RO2 = 2,09·RO2M

Rapporto (ASStech./RO2) = 4,31 Rapporto (ASFornita/RO2) = 28,44

Richiesta reale d’aria secca

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30

P x(θ

c), [M

Wh/

d]

R O2(θ c

), [M

Wh/

d]

Px(θc)

RO2(θc) E(PX,max ) = 20,47 [MWh/d]

E(PX,30 ) = 6,79 [MWh/d]

θc, [d]

S(θ c

), [M

Wh/

d]

E(RO2 ) = 14,05 [MWh/d]

E(S ) = 1,84 [MWh/d]

E(RO2 ) = 29,43 [MWh/d]

E(S ) = 0,13 [MWh/d]

ΔE(PX ) = -13,68 [MWh]

S(θc) ΔE(S ) = +1,70 [MWh]

ΔE(RO2 ) = +15,38 [MWh]

Diagramma energetico di SS

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30

Px(θc)


E(PX,30 ) = 6,79 [MWh/d]

θc, [d]

E(RO2 ) = 14,05 [MWh/d]

E(S ) = 1,84 [MWh/d]

E(RO2 ) = 29,43 [MWh/d]

E(S ) = 0,13 [MWh/d]

S(θc)

P x(θ

c), [M

Wh/

d]

R O2(θ c

), [M

Wh/

d]

S(θ c

), [M

Wh/

d]

Energia perduta con la richiesta d’aria

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30

Px(θc)


E(PX,30 ) = 6,79 [MWh/d]

θc, [d]

E(RO2 ) = 14,05 [MWh/d]

E(S ) = 1,84 [MWh/d]

E(RO2 ) = 29,43 [MWh/d]

E(S ) = 0,13 [MWh/d]

S(θc)

P x(θ

c), [M

Wh/

d]

R O2(θ c

), [M

Wh/

d]

S(θ c

), [M

Wh/

d]

Energia perduta per la rimozione del COD

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30

Px(θc)


E(PX,30 ) = 6,79 [MWh/d]

θc, [d]

E(RO2 ) = 14,05 [MWh/d]

E(S ) = 1,84 [MWh/d]

E(RO2 ) = 29,43 [MWh/d]

E(S ) = 0,13 [MWh/d]

S(θc)

P x(θ

c), [M

Wh/

d]

R O2(θ c

), [M

Wh/

d]

S(θ c

), [M

Wh/

d]

Energia perduta per l’ossidazione dei VSS

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30

Px(θc)

RO2(θc)

θc, [d]

S(θc)

P x(θ

c), [M

Wh/

d]

R O2(θ c

), [M

Wh/

d]

S(θ c

), [M

Wh/

d]

Recupero energetico totale

ETOT = 17,71 [MWh/d] CE = 0,17 [€/kWh] R = 3.01058 [€/d] = 1.098.86319 [€/y]

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30

Px(θc)

RO2(θc)

θc, [d]

S(θc)

CO2 evitata

1 [kWhe Prod.] = 2,5 [kWh Comb. Fossili] = 0,50 [kg CO2 eq.]

P x(θ

c), [M

Wh/

d]

R O2(θ c

), [M

Wh/

d]

S(θ c

), [M

Wh/

d]

Piero Sirini – Università di Firenze Riccardo Gori – Università di Firenze Francesco Lombardi – Università Tor Vergata - Roma

fanghi di depurazione delle acque reflue - home-it...

Documents