Politecnico di Milano, DIIAR Ambientale e Dip. Energetica
Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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POLITECNICO DI MILANO
D.I.IA.R. - Sezione Ambientale
DIPARTIMENTO DI ENERGETICA
CONTRATTO DI RICERCA LURA AMBIENTE SRL
“ANALISI DI FATTIBILITÀ PRELIMINARE DELLA DIGESTIONE ANAEROBICA DI
FANGHI E FRAZIONE ORGANICA DEI RIFIUTI”
RELAZIONE FINALE
PROF. L. BONOMO - PROF. S. CONSONNI
CON LA COLLABORAZIONE DI:
PROF. R. CANZIANI – ING. E. FICARA – PROF. F. MALPEI – ING. S. NAPOLETANO
DATA
LUGLIO 2006
APPROVATO
RELAZIONE N°
6 0 7 .6 0 0 2 .5 0 .2 2
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Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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SINTESI E CONCLUSIONI............................................................................................ 1
1.
INTRODUZIONE ED OBIETTIVI DEL LAVORO..................................... 6
2.
DOCUMENTAZIONE ESAMINATA ED INCONTRI EFFETTUATI ....... 7
3.
DIGESTIONE ANAEROBICA COMBINATA DELLA FORSU: STATO
DELL’ARTE .................................................................................................. 9
3.1 Tipologia di digestori.................................................................................... 10
A semi-secco....................................................................................................... 13
Senza ritenzione della biomassa ......................................................................... 15
3.2 Parametri di dimensionamento e criteri di progetto per i digestori anaerobici
...................................................................................................................... 16
3.3 Le caratteristiche chimico-fisiche della FORSU (e degli altri co-substrati) e
rese di conversione ....................................................................................... 17
3.4 Composizione del biogas, dei surnatanti e del materiale digerito ................ 19
3.5 Sistemi di conversione energetica del biogas e pretrattamenti richiesti ...... 24
3.6 Regime normativo e tariffario per la cessione di energia elettrica prodotta da
fonte rinnovabile ........................................................................................... 25
3.7 Casi di specie ................................................................................................ 26
4.
DESCRIZIONE DELL’ATTUALE IMPIANTO DI CARONNO E SINTESI DEI PARAMETRI OPERATIVI............................................................. 29
4.1 Linea acque ................................................................................................... 29
4.2 Linea fanghi .................................................................................................. 29
4.3 Linea biogas (Figura 4.1).............................................................................. 33
4.4 Conclusioni e raccomandazioni dello studio del 2003 ................................. 34
4.5 Dati operativi attuali e criticità ..................................................................... 38
5.
VERIFICHE DI PROCESSO SULLA PROPOSTA DI CO-DIGESTIONE
SOTTOPOSTA A LURA AMBIENTE SRL............................................... 52
6.
ANALISI DI ALTERNATIVE TECNICHE DI DIGESTIONE FANGHI
PRIMARI E FORSU .................................................................................... 57
6.1 Bilanci (massa, flussi, biogas) del processo di co-digestione...................... 58
6.2 Descrizione ed adeguamenti tecnico-impiantistici richiesti ......................... 64
6.2.1 Potenzialità di conferimento................................................................... 65
6.2.2 Stoccaggio e pre-trattamento .................................................................. 65
6.2.2.1. Dimensionamento dell'impianto di pretrattamento ................... 68
6.2.2.2. Descrizione sommaria delle opere necessarie per il
pretrattamento della FORSU e per lo stoccaggio e
l’alimentazione della miscela fanghi + FORSU ai digestori ... 70
6.2.3 Alimentazione e miscelazione del digestore .......................................... 72
6.2.3 Sezione di disidratazione........................................................................ 74
6.2.4. Essiccamento termico ............................................................................ 75
6.2.4.1. Tipologie di essiccatori.............................................................. 75
6.2.4.2. Criteri di sicurezza contro le esplosioni .................................... 76
6.2.4.3 Tecnologia dell'essiccamento indiretto a film sottile ................. 76
6.2.4.4 Dati per il dimensionamento dell'essiccatore ............................. 77
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6.2.5 Trattamento delle acque derivanti dall’ispessimento, disidratazione ed
essiccamento dei solidi digeriti ....................................................................... 77
6.2.5.1 Ipotesi di calcolo......................................................................... 77
7.
ANALISI DI ALTERNATIVE DI IMPIEGO DEL BIOGAS................... 81
7.1 Alternative di utilizzo del biogas .................................................................. 81
7.1.1 Confronto tra la combustione in caldaia e la cogenerazione .................. 81
7.1.2 Utilizzo del calore cogenerato dai motori alternativi ............................. 83
7.1.3 Utilizzo di gasolio per l’essiccamento dei fanghi rimanenti .................. 85
7.1.4 Utilizzo di combustibili alternativi al gasolio per l’essiccamento.......... 87
7.1.5 Calore disponibile per teleriscaldamento ............................................... 88
7.2 Descrizione ed adeguamenti tecnico-impiantistici richiesti ......................... 88
7.2.1 Motori cogenerativi ................................................................................ 88
7.2.2 Trattamento del syngas........................................................................... 89
7.2.3 Gasometro............................................................................................... 89
7.2.4 Essiccatore .............................................................................................. 89
7.3 Bilanci Energetici ......................................................................................... 91
7.3.1 Ipotesi adottate per l’analisi.................................................................... 93
Disponibilità di biogas............................................................................ 93
Energia termica richiesta dai digestori primari ...................................... 93
Funzionamento dei motori cogenerativi ................................................. 95
Essiccamento dei fanghi ......................................................................... 96
7.3.2 Andamento settimanale dell’utilizzo del biogas nell’impianto
cogenerativo..................................................................................................... 97
7.3.3 Gestione giornaliera dell’impianto cogenerativo ................................... 97
7.3.4 Prestazioni annue dell’impianto cogenerativo...................................... 102
8.
SCENARI PER LE VALUTAZIONI ECONOMCHE .............................. 104
9.
VALUTAZIONI ECONOMICHE DI MASSIMA .................................... 108
9.1 Costi investimento ...................................................................................... 108
9.2 Costi e ricavi di gestione............................................................................. 109
APPENDICE: Flussi di cassa ....................................................................................... 116
BIBLIOGRAFIA CITATA .......................................................................................... 120
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SINTESI E CONCLUSIONI
Il presente studio prende in considerazione la proposta recentemente pervenuta a Lura
Ambiente SpA di adeguare l’attuale impianto di depurazione di Caronno Pertusella per
renderlo in grado di accogliere flussi di FORSU (Frazione organica dei rifiuti solidi urbani) ottenuti mediante raccolta separata alla fonte per un quantitativo annuo di
27.000 t. Tale proposta si basa essenzialmente sull’ipotesi di una diversa utilizzazione
dei digestori già attualmente disponibili, ritenuti maggiormente caricabili in termini di
sostanza organica, al fine di incrementare la produzione di biogas e quindi di energia elettrica, con vantaggi economici resi più significativi dall’acquisizione dei relativi certificati verdi.
La proposta sopra citata prevede la realizzazione di uno stadio di pretrattamento della
FORSU per eliminare le componenti non compatibili e per conferire alla frazione organica pezzatura ed umidità (89%) ritenute idonee al successivo processo di digestione. La
sospensione in tal modo ottenuta veniva quindi alimentata ad uno solo dei due digestori
primari esistenti, mantenendo l’altra unità al servizio dei fanghi primari e secondari
prodotti dalle linee di depurazione delle acque reflue. Il digestore secondario manteneva
le sue attuali funzioni ricevendo i flussi in uscita da entrambe le unità primarie. La produzione di energia in tal modo ottenibile su di un unico motore di nuova installazione
veniva quantificata in circa 17.400 kWh giorno-1 su 300 giorni anno-1. Dopo digestione,
la sospensione veniva disidratata mediante centrifugazione con previsione di smaltimento presso un impianto di compostaggio.
Gli aspetti economici della proposta, esposti nella documentazione a noi fornita, erano
quantificati nei termini seguenti: investimenti per € 6.284.000; costo annuo di gestione,
comprensivo degli ammortamenti, € 1.854.000; ricavi dalla vendita dell’energia
€ 652.672; ricavi corrispondenti al conferimento della FORSU € 1.350.000 nell’ipotesi
di un costo unitario di 50 € t-1, con un conseguente avanzo di gestione di 146.607 € anno-1. Il pareggio di gestione sarebbe stato comunque conseguito per un costo unitario di
conferimento pari a 44,5 € t-1.
La verifica condotta sulla proposta ha messo in evidenza alcuni aspetti di criticità tecnica con riferimento, soprattutto, ai carichi volumetrici alimentati al digestore dedicato alla FORSU ed alle concentrazioni di sostanza secca in esso mantenute, pur in assenza di
qualsiasi intervento di potenziamento degli attuali digestori. Appariva inoltre una situazione di squilibrio tra le due linee di digestione primaria, risultando quella dedicata ai
fanghi di depurazione assai meno caricata.
Nel considerare diverse alternative di ricevimento della FORSU, nel presente studio si è
ritenuto non si potesse prescindere da una riconsiderazione anche delle attuali condizioni di funzionamento dell’impianto di depurazione acque. E ciò per tre motivi principali:
− sussiste comunque la necessità di una serie di interventi sulle linee esistenti, già peraltro evidenziati in un precedente studio del 2003, alcuni dei quali hanno dirette ed
importanti ricadute sulle condizioni di marcia dei digestori. Tra di essi: il potenziamento della sezione di grigliatura per evitare l’apporto di materiale grossolano nei
fanghi primari; diverse modalità di pre-ispessimento dei fanghi per aumentarne la
siccità e per consentire più adeguati tempi di residenza in digestione; potenziamento
della fase di filtrazione terziaria oggi sottodimensionata rispetto alla portata alimentata all’impianto.
− la digestione della FORSU produrrà un notevole aumento dei carichi inquinanti contenuti nei surnatanti e con essi ricircolati alla linea acque. Si ricorda al riguardo che
lo studio del 2003 aveva evidenziato l’opportunità di un maggior dimensionamento
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della fase di denitrificazione (ma non in quella di nitrificazione), pur in assenza di
FORSU. A maggior ragione questo aspetto deve ora essere considerato alla luce delle più gravose condizioni di alimentazione.
− La nuova normativa regionale, entrata in vigore quest’anno, prescrive nuovi e più
stringenti limiti allo scarico, anche in considerazione dell’appartenenza del territorio
servito al bacino del Po considerato area sensibile. Per gli impianti di potenzialità
superiore ai 100.000 AE viene richiesto, a partire dalla fine del 2008, la defosfatazione fino ad 1 mgP L-1 e la denitrificazione fino a 10 mgN L-1. In una prospettiva
più lontana (fine 2016) saranno anche ristretti i limiti per il BOD, per il COD e per i
solidi sospesi, portandoli rispettivamente a 10, 60 e 15 mg L-1
Lo schema di processo di seguito considerato deriva dalle esperienze finora maturate in
questo settore, assumendo parametri di dimensionamento cautelativi, tenuto conto della
tecnologia non ancora pienamente consolidata sull’argomento. Qualora Lura Ambiente
SpA intendesse procedere in questa direzione, potrà eventualmente essere condotta una
sperimentazione di verifica per le specifiche condizioni dell’impianto nella prospettiva
di condizioni di carico più elevate rispetto a quelle di seguito assunte.
La soluzione adottata comprende una stima economica dei costi di investimento ed un
bilancio di esercizio limitato alla linea fanghi e FORSU, comprensiva della parte energetica, e della depurazione necessaria per le acque surnatanti. E’ stato anche condotto
un confronto rispetto alla situazione presente, considerando tuttavia non le attuali produzioni di fango, ma quelle prevedibili per il futuro come conseguenza degli adeguamenti che risulteranno comunque necessari per le motivazioni sopra esposte, in particolare per quanto riguarda la defosfatazione chimica. Gli stessi quantitativi di fango sono
peraltro stati assunti nella soluzione che prevede il trattamento della FORSU.
E’ stata individuata una soluzione basata sui seguenti punti:
• Limitazione dei quantitativi iniziali di FORSU da trattare a 19.000 t anno-1 (in luogo
delle 27.000 t anno-1 della proposta originaria) al fine di ricondurre le condizioni di
carico della digestione su parametri di cautela; possibilità comunque di aumentare
tale quantitativo fino al valore originario ove il comportamento dei digestori lo consentisse;
• Conferimento della FORSU dall’esterno in orario diurno e suo stoccaggio in celle
collocate all’interno di un capannone coperto e deodorizzato da cui il materiale viene quindi ripreso mediante pala gommata per alimentare le linee di pretrattamento;
• Pretrattamento della FORSU comprendente fasi di lacerazione sacchi e triturazione,
deferrizzazione magnetica, separazione ad umido delle frazioni non digeribili e stoccaggio finale. Per la diluizione della FORSU vengono utilizzati i fanghi primari di
depurazione, essendo previsto un trattamento di co-digestione (di cui al punto successivo). Il pretrattamento è condotto su due linee in parallelo operanti su di un solo
turno, essendosi ritenuto opportuno evitare, almeno in fase iniziale, il lavoro notturno. E’ in tal modo anche possibile assicurare flessibilità all’impianto a fronte di fuori
esercizio o di aumento dei quantitativi di FORSU da trattare. Qualora in futuro si evidenziasse la possibilità di aumentare il carico sui digestori, fino a trattare 27.000 t
anno-1 di FORSU, la potenzialità delle linee potrà essere accresciuta prolungando
l’orario lavorativo ed installando una fase di centrifugazione finale per accrescere la
concentrazione della torbida inviata alla digestione.
• Digestione congiunta della FORSU pretrattata e dei fanghi primari di depurazione
mediante un processo di co-digestione condotto su entrambi i digestori primari operanti in parallelo. La concentrazione di sostanza secca (SS) nella torbida in alimentazione ai digestori è stata inizialmente limitata a 65 kgSS m-3 (6,5%). Tenuto conto
della volatilizzazione di parte della sostanza organica che si determina nel corso del
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•
•
•
•
•
processo, la concentrazione media di sostanza secca nei digestori primari risulta pari
a 44 kgSS m-3 (4,4%). Si è ritenuto comunque necessario adeguare il sistema di miscelazione dei reattori, sostituendo la attuali lance di ricircolo del biogas con miscelatori meccanici. Tale sistema renderà possibile il corretto funzionamento dei digestori anche qualora in futuro la concentrazione in alimentazione dovesse essere aumentata fino a 90 kgSS m3 (9,0%) in conseguenza dei maggiori carichi applicati.
Esclusione dalla digestione dei fanghi sia secondari che terziari in ragione del sufficiente livello di stabilizzazione che li caratterizza già in uscita dalla linea acque e
dell’irrilevante contributo che potrebbero portare alla produzione di biogas a fronte
di un netto aumento delle portate e quindi dei carichi idraulici; tali fanghi verranno
quindi direttamente sottoposti a disidratazione mediante centrifugazione.
Trattamento dei surnatanti, ricchi di inquinanti organici e di nutrienti, su una linea
dedicata prima della re-immissione nella linea acque evitando quindi su di essa significativi carichi aggiuntivi; è stato preso in considerazione un processo in sequenza di fasi (SBR) comprendente nitrificazione e denitrificazione biologica (con aggiunta di substrato organico dall’esterno). Tenuto conto delle temperature relativamente elevate che caratterizzano i surnatanti di digestione potrà essere valutata, previa sperimentazione, la possibilità di arrestare l’ossidazione dell’ammoniaca a nitrito
poi direttamente denitrificato, con conseguenti risparmi di energia per l’aerazione e
di apporti di carbonio esterno. Per i fosfati è prevista una precipitazione chimica da
effettuarsi con modalità che dovranno essere valutate soprattutto in funzione delle
concentrazioni attese.
Ispessimento della torbida in uscita dai digestori primari nel digestore secondario.
Successiva disidratazione per centrifugazione fino ad una siccità dell’ordine del
30%. La fase di disidratazione in questo nuovo scenario richiederà l’acquisizione di
una nuova centrifuga, dedicando le apparecchiature oggi disponibili alla disidratazione dei fanghi secondari e terziari.
Utilizzo dell’intera produzione di biogas per l’alimentazione dei motori elettrici con
cessione all’esterno dell’intera produzione di energia, in modo da massimizzare il
vantaggio economico connesso ai certificati verdi; sono installati 2 motori da 525
kW con una produzione prevista di quasi 6.000.000 kWh anno-1. L’energia termica a
bassa temperatura associata alla produzione di elettricità (recupero di calore da acqua e olio dei motori) viene utilizzata per mantenere i digestori in condizioni mesofile alla temperatura di 34°C; la frazione ad alta temperatura (recupero di calore dai
gas di scarico dei motori) viene invece utilizzata per essiccare i fanghi. La fornitura
di calore ad utenze esterne comporterebbe risultati economici meno interessanti, e
non è stata quindi considerata.
Essiccamento di tutti i fanghi prodotti dalla depurazione acque e dal trattamento della FORSU in un’unità di tipo indiretto, utilizzando come fonte di calore i gas scaricati dai motori, che coprono all’incirca un quarto del fabbisogno totale di calore per
l’essiccamento, e gasolio, che copre i restanti tre quarti del fabbisogno. Il gasolio
viene alimentato ad una nuova caldaia asservita al funzionamento dell’essiccatore
fanghi. L’essiccatore mette a disposizione quantità significative di calore di scarto a
bassa temperatura: oltre 1 MW termico a 70-80°C, continuativamente per tutto
l’anno. In questa sede si è ipotizzato di utilizzare questo calore per il riscaldamento e
la produzione di acqua igienico-sanitaria per le palazzine Lura Ambiente, che tuttavia ne possono assorbire una quota assolutamente minoritaria (circa il 3%). La quota
in eccesso potrebbe essere esportata ad utenze termiche limitrofe (per esempio il
centro sportivo) attraverso una piccola rete di teleriscaldamento. Tale eventuale esportazione di calore non altera le considerazioni qui illustrate e potrà essere considerata successivamente.
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La scelta di inserire l’essiccamento, non compresa nella soluzione originaria del proponente, è stata ritenuta opportuna in considerazione delle difficoltà e dei costi che potrebbero incontrarsi per lo smaltimento del materiale digerito e solo disidratato, destinati
presumibilmente a crescere in futuro. Al riguardo, l’alternativa di un compostaggio finale aerobico, comunque necessario prima di un eventuale impiego agricolo, è stata ritenuta difficilmente proponibile e del caso solo con una realizzazione in loco.
L’investimento necessario per le opere sopra descritte è stato valutato in € 7.600.000
(IVA esclusa), con esclusione delle spese tecniche e delle restanti somme a disposizione
dell’Amministrazione. A tale importo concorrono € 2.300.000 di competenza
dell’essiccamento, non compreso nella soluzione del proponente.
E’ stato redatto il bilancio di gestione relativo alle linee sopra descritte, comprensivo dei
ricavi connessi alla vendita dell’energia ed al ritiro della FORSU e dei costi di esercizio,
compreso lo smaltimento finale del prodotto essiccato. In tale bilancio sono esclusi gli
ammortamenti. I costi restano superiori ai ricavi in misura di circa 100.000 € anno-1.
Una corretta valutazione della convenienza economica dell’intervento va tuttavia riferita
ad un confronto con i costi che l’Amministrazione dovrebbe comunque sostenere per il
trattamento e lo smaltimento dei fanghi di depurazione, comunque necessari a prescindere dalle decisioni che saranno assunte in materia di FORSU. Come già ricordato, tale
confronto va correttamente condotto non per le attuali produzioni di fango ma per quelle
che prevedibilmente risulteranno a seguito degli adeguamenti di cui già si è ricordata la
necessità.
Da tale confronto emerge un vantaggio economico (in termini di pura gestione, con esclusione degli ammortamenti) della soluzione con co-digestione ed essiccamento,
quantificabile in circa 1.000.000 € anno-1. Tenendo conto anche degli oneri di investimento, per una vita utile dell’impianto di 15 anni e con un tasso di attualizzazione al
netto dell’inflazione pari al 3%, si ottiene un vantaggio globale per il periodo indicato,
rispetto alla soluzione senza co-digestione ed essiccamento, di circa 3.000.000 €.
Relativamente alle valutazioni economiche presentate si ritiene opportuno evidenziare i
seguenti aspetti:
− Nei bilanci sono stati assunti costi per il gasolio e per lo smaltimento fanghi e ricavi
per la ricezione della FORSU ed i certificati verdi riferiti alla situazione odierna con
le conseguenti incertezze per la futura evoluzione;
− I ricavi conseguenti la vendita dell’energia derivano in misura significativa dal valore dei certificati verdi la cui erogazione, allo stato della normativa, decadrà dopo otto
anni di esercizio; in loro assenza il vantaggio economico si ridurrebbe a circa
510.000 € anno-1;
− I bilanci sono stati condotti nell’ipotesi di poter trattare 19.000 t anno-1 di FORSU e
si modificherebbero positivamente in misura sensibile qualora si potesse aumentare
tale quantitativo verificando la possibilità di applicazione di un maggior carico volumetrico sui digestori.
− L’essiccamento di tutti i fanghi richiede rilevanti consumi di gasolio, con conseguenti emissioni di gas serra, che limitano i vantaggi ambientali dell’intervento. Inoltre, il consumo di gasolio espone la redditività dell’investimento alle variazioni
del costo dei combustibili: per gli attuali prezzi di smaltimento dei fanghi, esso risulta conveniente fintantoché il costo del gasolio è inferiore a circa 1,4 €/l, un valore in
effetti non tanto lontano da quelli raggiunti recentemente. Va peraltro tenuto conto,
nel bilancio ambientale complessivo, del considerevole beneficio derivante dal mancato smaltimento dei fanghi in discarica. Dal punto di vista energetico, inoltre, van4
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no considerate le potenzialità connesse al fango essiccato, di notevole potere calorifico, che potrà trovare utilizzazione in utenze esterne, in sostituzione di fonti fossili.
− La possibilità di utilizzare combustibili alternativi al gasolio risulta sicuramente attraente, poiché comporta una significativa riduzione dei costi annui di gestione rispetto a quanto indicato cautelativamente in questo studio. La valutazione economica di tale opzione dovrà considerare sia la riduzione dei costi di gestione sia, ovviamente, i costi per l’allacciamento alla rete di distribuzione del gas e l’adeguamento
dell’impianto esistente.
− Una soluzione intermedia sarebbe quelle di essiccare i fanghi solamente per la frazione che può essere coperta dal calore recuperabile dai motori, ovvero circa un
quarto del totale. Ciò manterrebbe tuttavia la dipendenza da siti per lo smaltimento
dei fanghi non essiccati, oltre che ritorni economici inferiori, perlomeno per l’attuale
scenario dei prezzi.
− L’utilizzo della grande quantità di calore a bassa temperatura messa a disposizione
dall’essiccatore potrebbe in qualche modo compensare l’handicap di “sostenibilità”
del grande consumo di gasolio. A tal fine, nel caso si proceda effettivamente con
l’installazione dell’essiccatore è opportuno valutare approfonditamente questa ipotesi.
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1. INTRODUZIONE ED OBIETTIVI DEL LAVORO
L’impianto di Caronno Pertusella presenta uno schema di processo di tipo biologico
tradizionale a fanghi attivi, con nitrificazione e pre-denitrificazione, sedimentazione
primaria, filtrazione finale e digestione anaerobica dei fanghi. Questa è costituita da
due digestori anaerobici primari del volume di 3.000 m3 ciascuno, operanti in parallelo,
riscaldati e miscelati con insufflazione di biogas in pressione. A valle di questi, vi è un
digestore secondario di volume inferiore (2.000 m3), non riscaldato né miscelato, con
funzione di accumulo del fango.
Lura Ambiente SpA ha affidato al Politecnico il programma di ricerca "Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e frazione organica dei rifiuti
(FORSU) nell’impianto di Caronno Pertusella" avente lo scopo di valutare in via preliminare la fattibilità della co-digestione della frazione organica dei rifiuti solidi urbanui
(FORSU) insieme ai fanghi nei digestori anaerobici esistenti, di cui questo documento
costituisce la relazione conclusiva.
I responsabili del progetto erano, per la parte ambientale, il prof. Luca Bonomo del Dipartimento IIAR e, per la parte energetica, il prof. Stefano Consonni del Dipartimento di
Energetica.
La necessità di effettuare questa analisi di fattibilità era maturata anche a seguito della
presentazione a Lura Ambiente, da parte di una società (nel seguito indicata come Proponente), di una ipotesi progettuale di adeguamento degli esistenti digestori al fine di
trattare una quantità annua di 27.000 t di FORSU.
Oltre alla verifica di questa proposta, nel corso del lavoro sono state analizzate e valutate dal punto di vista tecnico diverse altre alternative, in modo da giungere, di concerto
con i tecnici di Lura Ambiente, alla individuazione della soluzione più consona ed applicabile, di cui poi sono stati approfonditi i dettagli tecnici ed è stata effettuata l’analisi
economica e la valutazione della redditività.
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2. DOCUMENTAZIONE ESAMINATA ED INCONTRI EFFETTUATI
L’orientamento della consulenza è stato definito durante alcune riunioni tra il Politecnico di Milano e Lura Ambiente, elencate qui di seguito.
• Riunione del 15/11/05 presso il Politecnico di Milano: Lura Ambiente ha presentato il progetto di digestione della FORSU che il Politecnico era chiamato a
valutare, delineandone i flussi di FORSU e le relative caratteristiche indicative, i
flussi di scarto, le produzioni di biogas e di energia attese, i parametri di funzionamento per i digestori previsti dal Proponente, il bilancio economico previsto.
• Riunione del 21/11/05 presso l’impianto di Caronno Pertusella: visita del Politecnico di Milano presso l’impianto ed aggiornamento della situazione impiantistica rispetto a quella già nota al 2003.
Il Politecnico richiede al personale Lura il seguente materiale: disegni, specifiche tecniche e parti elettromeccaniche della linea fanghi; dati recenti di funzionamento dell’impianto; caratteristiche del fango prodotto; caratteristiche del
biogas prodotto.
• Riunione del 06/02/06 presso l’impianto di Caronno Pertusella: il Politecnico di
Milano presenta la valutazione delle condizioni di funzionamento a cui si troverebbero a lavorare i digestori anaerobici nello scenario previsto dal Proponente.
Vengono quindi presentati due scenari alternativi: uno di digestione separata di
FORSU in un digestore e dei fanghi nell’altro ed uno di co-digestione delle due
matrici organiche all’interno di entrambi i digestori primari. Nel corso di questa
riunione, si concorda di approfondire l’alternativa di co-digestione.
• Il Politecnico richiede al personale Lura la seguente documentazione: pianta e
sezioni di tutti i digestori e del gasometro, portate misurate nei diversi flussi della linea fanghi (estrazione tramogge ispessitori, estrazione fango di supero, portate surnatanti, portate alimentate ed estratte dai digestori, portate estratte dalla
sezione di disidratazione); indicazioni sulla pezzatura della FORSU dopo pretrattamento; portate di biogas (quando disponibili); consumi e produzioni elettriche; consumi di gasolio per il riscaldamento e l’acqua sanitaria; consumi di gasolio per il riscaldamento dei digestori; definizione di possibili utenze di energia
termica vicine all’impianto (come piscine, campi sportivi e strutture pubbliche);
composizione del biogas prodotto, inclusi i composti in traccia.
• Riunione del 12/04/06 presso l’impianto di Caronno Pertusella: il Politecnico
presenta la stima dei costi di gestione relativa allo scenario di co-digestione precedentemente presentato. Durante la riunione, vengono concordate alcune variazioni sui parametri assunti per la definizione dei costi. Viene discussa l’ipotesi di
utilizzo del calore prodotto dai cogeneratori per l’essiccamento del fango e della
FORSU. Tale ipotesi ben si inserisce nei programmi di adeguiamento
dell’impianto già ipotizzati nel prosismo futuro da parte di Lura Ambiente, ragione per cui si concorda di valutare l’ipotesi di utilizzare il calore dei cogeneratori per l’essiccamento di tutto il fango e della FORSU.
Il materiale fornito da Lura Ambiente ed esaminato dal Politecnico di Milano è stato il
seguente:
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Dettagli relativi alla proposta del Proponente: schema dei flussi di massa, caratteristiche ipotizzate per la FORSU, bilancio economico, disegno della sezione
dei pretrattamenti (forniti durante la riunione del 15/11/05);
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Relazione a firma del prof. Bonomo (2003) “Impianto di depurazione di Caronno Pertusella: Verifiche e proposte di adeguamento” e relativa tavola "Planimetria generale - Mappa interventi proposti" (fornita per e-mail il 21/11/05);
-
schema dell’impianto aggiornato a novembre 2005 (fornita per e-mail il
28/11/05);
assiemi di montaggio relativi alle diverse sezioni della linea fanghi (fornita per
posta);
portate liquide in ingresso (somma di collettore, ricircoli e bottini) ed in uscita
determinate giornalmente sulla linea acque per gli anni 2004 e 2005 (fornita per
e-mail il 13/01/06);
dati di esercizio relativi alla linea acque per gli anni 2004 e 2005 (forniti per email il 17/01/06);
portate d’esercizio relative alla linea fanghi (estrazione supero, estrazione fanghi
primari, caricamento digestore A, caricamento digestore B) per gli anni 2004 e
2005 (forniti per e-mail il 7/02/06);
bilancio energetico dell’impianto per gli anni 2004 e 2005 (forniti per e-mail il
7/02/06);
produzione dei motori a gas complessiva per gli anni dal 2000 al 2005 (forniti
per e-mail il 7/02/06);
dati di smaltimento mensile dei fanghi disidratati per gli anni dal 2000 al 2005
(forniti per e-mail il 8/03/06);
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-
-
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3. DIGESTIONE ANAEROBICA COMBINATA DELLA FORSU: STATO
DELL’ARTE
Secondo una recente indagine (Cecchi et al., 2002), in Italia la percentuale della frazione organica ammonta al 27-29% in peso del totale dei rifiuti urbani prodotti, mentre
rappresenta circa il 35-57% del rifiuto medio europeo. Risulta quindi fondamentale definire le strategie di trattamento di questa consistente frazione dei rifiuti che minimizzino tanto gli impatti sull’ambiente quanto i costi di smaltimento.
Dagli anni novanta, si è assistito ad un crescente interesse nei confronti dei trattamenti
anaerobici e si può affermare che le realizzazioni industriali in tal senso abbiano costituito la più importante evoluzione nel campo del trattamento della frazione organica dei
rifiuti. Le motivazioni alla base di tale scelta possono essere diverse. Certamente
l’orientamento verso la selezione/raccolta alla fonte della frazione putrescibile ha portato ad una rilevante riduzione della contaminazione della stessa da parte di sostanze incompatibili con i trattamenti biologici, riducendo la richiesta, ed i costi, di pretrattamento e affinamento. Inoltre, il rinnovato interesse verso le fonti energetiche alternative, che
si è concretizzato in incentivi economici (Certificati Verdi), ha posto maggior attenzione
sulla via anaerobica di biodegradazione, piuttosto che sul più tradizionale trattamento
aerobico di compostaggio. Bisogna sottolineare che le due vie biodegradative non sono
necessariamente in alternativa, infatti il compostaggio del residuo di digestione viene
frequentemente associato al pre-trattamento anaerobico, consentendo il contestuale recupero di energia, sotto forma di biogas, e di materia, sotto forma di compost.
I risultati di una recente indagine sull’evoluzione della diffusione del trattamento di digestione anaerobica della FORSU in Europa (De Baere, 2005) illustrano compiutamente
come tale trattamento, sviluppato principalmente durante gli anni ottanta del secolo
scorso, abbia trovato una significativa implementazione a scala industriale. Lo studio ha
censito i digestori anaerobici europei aventi una capacità minima di 3000 t/a, alimentati
da un minimo del 10% di FORSU. Per quanto riguarda la potenzialità complessiva installata, essa è rapidamente aumentata da circa 106 t/a nel 1999 (corrispondenti a 53 impianti) a poco meno di 4·106 t/a nel 2005 derivante da 120 impianti a piena scala. Tale
incremento è il risultato dell’aumento sia del numero di nuove installazioni che della loro potenzialità, la cui media, nell’ultimo quinquennio, si attesta attorno a 42.800 t/a. Dal
punto di vista geografico, la diffusione non è ovviamente omogenea. Lo stato che ha
mostrato maggior interesse per la digestione anaerobica è la Germania, con una capacità
di quasi 1,3 106 t/a, seguita dalla Spagna con 1,1 106 t/a, previste a fine 2006. Diverse
installazioni di grande potenzialità sono infatti in fase di realizzazione attorno a Madrid
e Barcellona. La media europea si attesta attorno al 2,75%, la Spagna arriverà al 9,1%, il
Belgio e l’Olanda trattano rispettivamente il 6,9% ed il 5,7%, la Germania il 5,2%, mentre, nei restanti paesi europei, tale percentuale è compresa tra 0,5 e 3,5%. Seppur tali cifre non appaiono così significative, esse mostrano come la digestione anaerobica abbia
occupato, in circa 10 anni, il 27,5% del mercato relativo al trattamento della FORSU per
via biologica.
Anche in Italia, come nel resto d’Europa, l’interesse verso il trattamento anaerobico è
certamente in crescita, tuttavia le realizzazioni industriali nel nostro paese sono ancora
piuttosto limitate, forse per la scarsa conoscenza di questo tipo di trattamento e dei suoi
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potenziali vantaggi. Le realizzazioni a piena scala esistenti, o in via di realizzazione, riguardano principalmente la co-digestione di diverse matrici organiche e sono, attualmente, solamente nove (si veda paragrafo 3.8 Casi di specie).
In particolare, la letteratura recente riporta diversi studi, principalmente alla scala pilota,
secondo i quali miscelando le due matrici organiche, fanghi di depurazione e FORSU, si
possono ottenere rese di gassificazione anche superiori rispetto a quelle che competerebbero alla digestione separata delle due matrici (Rintala e Järvinen, 1996; Kyeli et al.,
1997; Hamzawi et al., 1998; Mata-Alvarez et al., 2000; Sosnowsky et al., 2003). APAT
(2005) riporta un caso analogo a quello in studio, in cui si sottopone a co-digestione una
miscela di fanghi e FORSU in cui quest’ultima contribuisce per l’80% al totale dei ST
trattati. Per questo caso, si riferiscono i seguenti parametri operativi: HRT =14 d, Cv =
3,9 kgSV m-3 d-1, produzione specifica di biogas = 0,66 m3/kgSV.
Dal punto di vista delle tecnologie impiegate, il panorama risulta piuttosto variegato. I
trattamenti infatti differiscono principalmente in merito alla temperatura di processo, alla concentrazione di solidi nei reattori, al numero di stadi in cui si articola la digestione
ed al tipo e numero di matrici organiche co-digerite. Nel paragrafo successivo, verranno
descritte le diverse alternative, considerandone anche la relativa diffusione.
3.1 Tipologia di digestori
Se, per quanto concerne la degradazione dei fanghi di depurazione e altri reflui concentrati, la pratica ingegneristica ha portato alla definizione di procedure di dimensionamento della sezione di digestione anaerobica condivise, lo stesso non si può dire a riguardo della degradazione anaerobica della frazione organica dei rifiuti solidi. L’ampia
varietà della tipologia di digestori proposti in letteratura, unitamente all’intrinseca variabilità della composizione di tale frazione organica, complicano notevolmente il panorama delle alternative esistenti e dei criteri impiegati per la loro progettazione.
Nel tentativo di classificare tale ampio panorama di opzioni, Vandevivere et al. (2002)
hanno proposto di distinguere i trattamenti anaerobici in base a due criteri: il numero di
stadi in serie in cui si articola il processo di digestione e la concentrazione di solidi totali nel digestore anaerobico (ST%).
In base al primo criterio, i sistemi di digestione anaerobica si possono distinguere in:
•
digestori monostadio, in cui le diverse fasi in cui si sviluppa il processo di biodegradazione anaerobica avvengono all’interno dello stesso comparto;
•
digestori bistadio, in cui la fase di idrolisi ed acidogenesi avviene all’interno di
un primo comparto, che precede il successivo comparto di metanizzazione.
Dal punto di vista della loro diffusione, una recente indagine (De Baere, 2005) ha messo
in luce come le realizzazioni industriali prediligano i sistemi monostadio rispetto a quelli bistadio. Infatti, su un totale della capacità di trattamento installata, l’87% prevede
l’impiego di un solo digestore anaerobico. Tale scelta è giustificata dalla maggior semplicità impiantistica e dai minori costi di investimento che caratterizzano la digestione
monostadio; inoltre, per sistemi monostadio correttamente dimensionati, le rese complessive di digestione, per la maggior parte delle matrici organiche, risultano del tutto
comparabili a quelle di sistemi bistadio. In apparente contraddizione, le sperimentazioni
a scala laboratorio e pilota riportate in letteratura appaiono ugualmente suddivise tra le
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sue opzioni. In ambito sperimentale, infatti, le realizzazioni bistadio offrono maggiori
possibilità di monitoraggio e controllo del complesso delle reazioni che concorrono al
processo di digestione.
Dal punto di vista del contenuto di solidi nel digestore, si distinguono tre alternative:
•
sistemi ad umido: presentano un tenore di secco in digestione non superiore al
15%;
•
sistemi a semisecco: presentano un tenore di secco in digestione compreso tra
15-20%;
•
sistemi a secco: presentano un tenore di secco in digestione superiore al 25%;
Agli inizi degli anni novanta, la scelta si orientava principalmente sui processi ad umido, ben consolidati per il trattamento dei fanghi di depurazione (De Baere, 2005). Dal
1993 in poi, tuttavia si è assistito al sorpasso della capacità di trattamento complessivamente fornita dai sistemi a secco, che attualmente costituisce il 56% della capacità totale
di trattamento europea.
Un’ulteriore classificazione è relativa alla temperatura a cui è mantenuta la miscela organica durante la digestione; la scelta usualmente è tra il campo mesofilico (temperatura
media attorno a 30-35oC) e la termofilia (con temperature fino a 55-60oC). La seconda
alternativa comporta una accelerazione dei processi biologici di degradazione e quindi
una riduzione della volumetria dei digestori; tuttavia, essa è certamente meno diffusa
della prima e riguardava il 25% della capacità di trattamento europea nel 2004 ed il 35%
nel 2005. Tranne una, tutte le installazioni termofile riguardano processi a secco (De
Baere, 2005). Infatti, operando con bassi tenori di umidità, i processi a secco riducono
la richiesta di calore per il riscaldamento, mentre si avvantaggiano del significativo incremento della velocità di idrolizzazione del particolato organico che rappresenta, per
tali installazione, il collo di bottiglia cinetico del processo di digestione.
Sebbene la maggior parte delle installazioni riguardi la sola FORSU, una percentuale
pari al 7% della capacità di digestione a livello europeo (De Baere, 2005) è relativa ad
impianti che operano la co-digestione di diverse matrici organiche, principalmente
FORSU, fanghi di depurazione e residui zootecnici. Tale distinzione rappresenta un ulteriore possibile criterio di classificazione delle installazioni esistenti.
Nei paragrafi che seguono vengono descritte le alternative impiantistiche classificate in
base ai due principali criteri: il tenore di solidi e il numero di stadi in cui si articola la
biodegradazione
3.1.1 Sistemi monostadio
Ad umido (Figura 3-1)
Sono gli impianti più simili ai digestori anaerobici impiegati nel trattamento dei fanghi
di depurazione e questo aspetto rappresenta certamente il maggior vantaggio di tali sistemi. Di contro, i rifiuti organici devono subire una onerosa serie di pretrattamenti per
renderli compatibili con tale tipo di trattamento e devono essere disidratati a valle della
digestione.
Una prima possibilità riguarda la separazione di una frazione liquida mediante pressatura.
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Un trituratore a coclee riduce la pezzatura del prodotto in ingresso che viene poi avviato
a una macchina spremitrice, che consente di separare una frazione più liquida (definita
“purea”) da avviare a digestione anaerobica, da una frazione a minore contenuto di acqua, da avviare a stabilizzazione aerobica (solitamente in biocelle). La massa di ciascuna delle due frazioni è pari a circa la metà del tal quale in ingresso. La frazione pressata
può subire un secondo dilavamento per lisciviare la maggior frazione possibile di organico solubile prima di passare a una seconda pressatura. La frazione semiliquida viene
definita “purea” e viene solitamente sottoposta a vagliatura fine e deplastificazione prima dell’ingresso al digestore.
Questa possibilità ha il grande vantaggio di semplificare notevolmente la gestione del
processo in quanto avvia a digestione solo la frazione più facilmente biodegradabile e
facilmente miscelabile in un digestore anaerobico.
A questo vantaggio si oppone lo svantaggio di sottoporre a digestione solo il 10-15%
circa della sostanza organica totale presente nella FORSU.
Una seconda possibilità prevede l’invio alla digestione di tutto il materiale umido proveniente dalla raccolta differenziata.
I pre-trattamenti consistono in questo caso in una separazione delle frazioni non compatibili con il trattamento di digestione, nella riduzione dimensionale e nella diluizione
con acqua per ottenere il tenore di secco desiderato. Il reattore di digestione si configura
come un reattore parzialmente miscelato nel quale si osserva una stratificazione dovuta
all’accumulo di materiale pesante sul fondo e delle schiume sulla superficie. Gli aspetti
tecnici critici riguardano, principalmente: la rimozione periodica del materiale accumulato sul fondo ed in superficie, la limitazione dei cortocircuiti che riducono il tempo di
residenza idraulico effettivo del reattore, la miscelazione della sospensione. Per quanto
riguarda questo ultimo aspetto, le realizzazioni industriali esistenti prevedono l’impiego
di miscelatori meccanici verticali (sistema Waasa), di iniettori di biogas all’interno di un
tubo centrale (sistema Linde), di sistemi misti di miscelazione meccanica unita al ricircolo di biogas.
Ulteriori considerazioni relative ai sistemi ad umido riguardano l’impiego di acqua di
diluizione. Essa rappresenta un costo per quanto concerne sia l’approvvigionamento ed
il trattamento sia il mantenimento della temperatura di processo; tuttavia, essa può avere
un benefico effetto diluente sulle sostanze che inibiscono il processo, beneficio che si
riduce all’aumentare della frazione di acqua di trattamento ricircolata rispetto a quella
fresca. Il trattamento ad umido potrebbe quindi risultare adatto a matrici caratterizzate
da bassi valori di C/N per le quali ci si può attendere un effetto inibente dovuto
all’ammoniaca rilasciata in fase acquosa.
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Figura 3-1: Schema di trattamento monostadio ad umido (Lissens et al., 2001).
A semi-secco
La digestione monostadio a semi-secco è stata sviluppata e brevettata negli anni ottanta
in Italia grazie ad una collaborazione tra Snam Progetti e Università di Venezia. Essa si
realizza all’interno di un reattore che può operare tanto in mesofilia quanto in termofilia.
Il tenore in secco che caratterizza il processo si attesta tra il 15 ed il 20% e costituisce
quindi una via di mezzo tra i processi ad umido ed a secco. Il sistema di miscelazione
che garantisce l’omogeneizzazione del contenuto del reattore è generalmente di tipo
meccanico, coadiuvato da lance a gas. Come nei processi ad umido, il volume di reazione non è omogeneo, ma si distribuisce in tre fasi: le schiume, una fase intermedia ed
uno stato di materiale più pesante che si accumula sul fondo del reattore e richiede periodici interventi di manutenzione.
Questa tecnologia ha trovato implementazione nell’impianto di Cà del Bue a Verona,
dimensionato per trattare 500 t/d di rifiuti urbani pretrattati meccanicamente prima di
essere alimentati al digestore.
A secco (Figura 3-2)
Durante gli anni ottanta, diverse sperimentazioni hanno messo in luce la possibilità di
trattare la matrice organica dei rifiuti per via anaerobica mantenendola nel suo originale
stato solido, senza cioè diluirla con acqua fino a portarla alla consistenza di fango. Tali
esperienze dimostrarono la sostanziale pari efficienza di metanizzazione dei solidi volatili del rifiuto rispetto ai più noti sistemi ad umido.
Se, da un lato, il processo biologico di conversione non appare limitato dall’elevato contenuto solido ed il sistema si semplifica notevolmente nella linea di pre e post trattamento, dall’altro, gli aspetti legati alla miscelazione e movimentazione della massa solida in
fermentazione appaiono decisamente più critici e richiederanno l’installazione di sistemi
di movimentazione (pompe a coclea e nastri trasportatori) più resistenti e costosi.
Per quanto concerne i pretrattamenti, essi si limitano ad una rimozione del materiale
grossolano superiore ai 40 mm, mentre non c’è necessità di una rimozione spinta del
materiale non digeribile. I sistemi a secco possono quindi apparire particolarmente adatti alla frazione organica provenienti dalla selezione meccanica dei rifiuti indifferenziati,
normalmente più ricca di sostanze indesiderabili.
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I reattori impiegati nella digestione a secco sono assimilabili a reattori a flusso a pistone
con ricircolo. Il flusso a pistone ha il vantaggio di garantire un tempo di permanenza
sufficiente a tutta la massa in fermentazione, limitando i cortocircuiti che si possono osservare nei reattori miscelati. Il ricircolo in testa al reattore di una parte del rifiuto digerito, ricco in biomassa attiva, sopperisce alla necessità di miscelare per mettere a contatto la massa di rifiuti alimentata con la biomassa.
Le realizzazioni impiantistiche si distinguono in base alle modalità di movimentazione
del flusso in fermentazione, i principali sistemi brevettati sono: il sistema Dranco,
Kompogass e Valorga.
Il sistema Dranco prevede l’impiego di un reattore cilindrico alimentato dall’alto in cui
la massa in fermentazione si muove in direzione verticale per gravità. Parte della massa
digerita estratta dal basso è ricircolata in testa all’impianto, in una proporzione pari a
circa sei parti di sostanza digerita per ogni parte di rifiuto fresco alimentato. I costruttori
riportano che tale processo è in grado di operare entro un ampio intervallo di tenori in
secco (ST da 20 a 50%).
Un simile sistema di ricircolo è adottato dal reattore Kompogas, ma il moto all’interno
di questo avviene in direzione orizzontale grazie all’azione di rotori posti al suo interno
la cui azione favorisce anche il rilascio del biogas e la risospensione delle frazioni più
pesanti. L’intervallo ottimale di lavoro per il tenore di solidi nel reattore è più ristretto e
si attesta attorno al 23%, valore che limita sia i problemi di risospensione della frazione
pesante sia la resistenza alla movimentazione dovuta ad una eccessivo contenuto solido.
Infine, il sistema Valorga adotta un flusso a pistone orizzontale di tipo circolare. In questo caso la miscelazione è favorita dall’iniezione discontinua di biogas ad alta pressione
attraverso ugelli predisposti sul fondo del reattore. Questo tipo di miscelazione è sufficiente a garantire il contatto tra biomassa e rifiuto in digestione, rendendo superfluo il
ricircolo del rifiuto digerito. Il tenore di solidi è mantenuto attorno al 30% grazie al ricircolo di acqua di diluizione.
In Figura 3-2, sono schematizzati i tre tipi si configurazione brevettati sopra descritti.
Figura 3-2: Soluzioni impiantistiche per la digestione monostadio a secco. (A) Dranco, (B) Kompogass, (C) Valorga (Lissens et al., 2001).
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3.1.2 Sistemi bi-stadio
Senza ritenzione della biomassa
Dal punto di vista biologico, il vantaggio della separazione delle fasi di idrolisi ed acidogenesi dalla fase di metanizzazione deriva dalla possibilità di ottimizzare le condizioni operative per le due fasi, facendole avvenire all’interno di comparti distinti. Tale scelta può riguardare tanto i sistemi ad umido quanto i sistemi a secco.
L’impiego dei sistemi bistadio, come anticipato, non ha comunque riscosso grande successo e le realizzazioni industriali sono a tutt’oggi limitate ed applicate a rifiuti organici
caratterizzati da elevata biodegradabilità. Per questo tipo di rifiuti infatti, la fase di idrolisi può non essere quella cineticamente limitante, come accade per rifiuti con buoni
contenuti di cellulosa, e la soluzione monostadio può presentare una maggior instabilità
di processo ed una maggior sensibilità a variazioni nelle condizioni di carico. Tuttavia,
se il carico organico specifico alimentato non supera la massima velocità di conversione
della trasformazione cineticamente limitante, la metanogenesi in questo caso, il sistema
monostadio è in grado di garantire, comunque, una adeguata stabilità. Al contrario, nel
caso in cui non si preveda di poter garantire una sufficiente omogeneità di alimentazione, un sistema bistadio può offrire una maggior stabilità al sistema, grazie all’effetto di
omogeneizzazione del carico operato dal primo stadio nei confronti del secondo.
Un’altra applicazione del sistema bistadio riguarda i rifiuti caratterizzati da lenta biodegradabilità, per i quali il primo stadio può essere operato in modo da favorire la velocità
di idrolisi e liquefazione, ad esempio garantendo condizioni microaerobiche o termofile.
Dal punto di vista impiantistico, esistono realizzazioni sia ad umido sia a secco.
Un esempio del primo tipo è costituito dal sistema Schwarting-Uhde che opera ad un
tenore di secco del 12% su matrici con pezzatura non superiore ad 1 mm e caratterizzate
da elevata biodegradabilità. I reattori impiegati in questa realizzazione non sono completamente miscelati, come la maggior parte dei sistemi ad umido, ma a flusso a pistone
in direzione verticale dal basso verso l’alto, in cui la massa in digestione attraversa diverse camere separate da piatti forati. La movimentazione, garantita da pompe operanti
in modalità pulsante, fornisce un buon grado di mescolamento.
Il sistema BRV è invece un sistema bistadio operante ad un tenore di secco attorno al
34% in cui il primo reattore, a flusso verticale, opera in condizioni microaerobiche. Il
secondo stadio è costituito da un reattore a flusso a pistone ad asse orizzontale ed opera
in termofilia e garantisce un tempo di residenza di 25 giorni.
Con ritenzione della biomassa
In questi sistemi, la presenza di un sistema di separazione solido/liquido permette di disaccoppiare il tempo di residenza della biomassa da quello idraulico. Ciò fornisce la
possibilità di arricchire i reattori di biomassa attiva, accelerando i processi di degradazione e garantendo una maggior stabilità del sistema sia nei confronti di variazioni di
carico sia in presenza di sostanze inibenti.
Le alternative impiantistiche che consentono la ritenzione della biomassa sono, sostanzialmente: l’impiego di sedimentatori con ricircolo della frazione solida, posti a valle
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dei digestori; l’impiego di membrane per l’estrazione dal reattore della sola fase liquida;
l’impiego di digestori a biomassa adesa. Nessuno di tali sistemi è adatto al trattamento
di rifiuti contenenti una rilevante frazione solida non degradabile, la quale tenderebbe
ad accumularsi eccessivamente nei reattori.
Sistemi commerciali che operano con ritenzione della biomassa sono il processo BTA e
il processo Biopercolat.
Il processo BTA è costituito da due stadi ad umido; il primo stadio di idrolisi mesofila
viene alimentato con rifiuti precedentemente pastorizzati e disidratati, diluiti all’interno
del reattore con l’acqua di processo derivante dal secondo stadio. L’effluente viene disidratato, e avviato a compostaggio, mentre il surnatante è alimentato al successivo stadio
di metanizzazione a biomassa adesa.
Il processo Biopercolat è costituito da un primo stadio di idrolisi in condizioni microaerobiche a secco, con percolazione dell’acqua di processo derivante dal secondo stadio, il
quale viene alimentato dal solo liquido di percolazione, che può contenere fino a 100
gCOD/L, ed è costituito da un filtro percolatore ad asse orizzontale. I costruttori indicano che tali sistemi possono trattare carichi specifici fino a 10-15 kgSV m-3reattore d-1.
3.2 Parametri di dimensionamento e criteri di progetto per i digestori anaerobici
Nel mettere a confronto le diverse alternative impiantistiche, vengono impiegati diversi
indicatori dell’efficienza del sistema; i principali e più significativi sono:
-
il rapporto tra biogas prodotto dal digestore (B) e biogas producibile in condizioni di digestione ottimali (B0, che dipende dalla matrice organica digerita);
questo parametro ben descrive l’efficienza del processo di digestione e risulta
indipendente dalla natura della matrice organica in digestione, tuttavia è raramente riportato in bibliografia;
-
la rimozione percentuale dei solidi volatili garantita dal digestore; tale parametro
dipende dalla matrice organica, oltre che da temperatura ed efficienza del processo; ad esempio sarà naturalmente più basso per matrici contenenti elevate
percentuali di frazione ligno-cellulosica (sfalci e potature) e più alto per rifiuti
costituiti principalmente da scarti da cucina.
-
La produzione di metano, o biogas, per unità di massa di solidi volatili alimentati Bs (m3n,biogas kg-1 SV,alimentati), per la quale valgono le stesse considerazioni esposte a riguardo della rimozione percentuale di solidi volatili.
I parametri operativi di dimensionamento dei digestori sono sostanzialmente due:
-
il carico organico specifico CV (kgSV m-3reattore d-1) che esprime la massa di solidi
volatili alimentati per unità di tempo e di volume di digestione e che non deve
superare la velocità massima con cui avvengono i processi di conversione
all’interno del digestore; tale parametro condiziona positivamente il tasso di
produzione specifica di biogas Qb (m3n,biogas m-3 reattore d-1); tuttavia, oltre ad un
certo valore soglia del carico volumetrico (Cv,max), si osserverà una decrescita
della produzione specifica di biogas, dovuta all’incapacità del processo biologico di smaltire il substrato alimentato ed al conseguente accumulo, nel digestore,
di sostanze inibenti, quali ammoniaca ed acidi volatili.
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-
il tempo di residenza idraulico HRT (d) che esprime il tempo medio di permanenza della fase liquida nel digestore e si determina come rapporto tra il volume
del digestore e la portata di fango alimentata.
In Tabella 3.1, sono riassunti gli intervalli ottimali suggeriti in letteratura per i principali
parametri di funzionamento dei sistemi monostadio descritti in precedenza. Si può dedurre che i sistemi ad umido ed a secco portano a rese di rimozione della componente
volatile sostanzialmente simili, ma i secondi ammettono carichi specifici maggiori e risultano dunque più compatti.
Tabella 3.1: Parametri operativi caratteristici dei reattori monostadio.
Digestione
ad umido
Digestione
a semi-secco
Digestione a secco
7÷15 (tipico 10)
15÷20, fino a 25
25÷40
2÷4, fino a 6
8÷12
8÷10
12÷18, fino a 30
10÷15
25÷30
Bs (m3n,biogas kg-1 SV,alimentati)
0,4÷0,5
0,3÷0,5
0,2÷0,3
CH4 % nel biogas
50÷70
55÷60
50÷60
ST(%)
CV (kgSV m-3reattore d-1)
HRT (d)
Riduzione SV (%)
Sistemi brevettati
50÷60, fino a 75 40÷50, fino a 60
Waasa, Linde,
Bima, Wabio
Sistema Snam
Progetti
50÷70
Dranco, Kompogass, Valorga
3.3 Le caratteristiche chimico-fisiche della FORSU (e degli altri co-substrati) e rese di
conversione
Le caratteristiche della frazione organica dei rifiuti solidi sono ovviamente variabili in
funzione del luogo e dalla modalità di raccolta e selezione, quest’ultima risultando particolarmente significativa.
Caratteristiche sostanzialmente differenti, ai fini della trattabilità anaerobica del rifiuto,
sono state evidenziate per:
-
rifiuti organici derivanti dalla selezione meccanica dei rifiuti indifferenziati;
-
rifiuti organici separati o raccolti alla fonte, costituiti da scarti domestici di cucina, scarti di mense, mercati e da sfalci e potature derivanti dalla manutenzione
del verde pubblico.
La prima tipologia presenta caratteristiche meno favorevoli e fortemente dipendenti dalla complessità ed efficienza del sistema di selezione meccanica impiegato. Le caratteristiche della frazione organica proveniente da selezione meccanica, rispetto a quella raccolta alla fonte, sono:
• un maggior contenuto di sostanza solida (ST mediamente attorno al 75%),
• un ridotto rapporto tra solidi volatili e solidi totali (SV/ST mediamente attorno a
40-60%),
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La frazione inerte va necessariamente ridotta, per rendere il rifiuto effettivamente compatibile con i processi di digestione, soprattutto se ad umido.
Meno contaminati da frazioni indesiderabile, e quindi più adatti ad essere sottoposti al
trattamento di digestione anaerobica, sono i rifiuti selezionati/raccolti alla fonte. In
Tabella 3.2, sono riassumente le principali caratteristiche di questa matrice derivate da
diverse esperienze riportate in letteratura.
Tabella 3.2: Caratteristiche della frazione organica dei rifiuti selezionati/raccolti alla fonte.
Diverse
origini
Mense
Mercati
ortofrutticoli
Utenze
domestiche
ST(%)
7÷30
20÷27
5÷13
8÷20
SV/ST(%)
63÷90
91÷99
78÷92
88÷94
N/ST (%)
1,5÷3,4
2,6÷3,7
1,4÷3,3
2,1÷3,3
P/ST(%)
0,4÷0,6
0,13÷0,28
0,13÷0,33
0,4÷2,6
Caratteristiche
Bs (m3n,biogas kg-1
0,45÷0,49
0,37÷0,4
SV,alimentati)
E’ pertanto evidente che il contenuto in secco della frazione organica da raccolte differenziate, intesa come miscela di grandi utenze o di rifiuti domestici, può essere anche
molto variabile, in base al peso relativo della componente di residui di cucina ed ortofrutticoli. I due esempi riportati in
Tabella 3.3 mettono bene in evidenza l’ampia variabilità presente, non solo con riferimento alla siccità, ma anche come contenuto di azoto e fosforo.
Tabella 3.3: Caratteristiche della frazione organica ottenute in due diverse campagne di ricerca
(da ANPA, 2002)
Cecchi, 1989
Sans, 1995
ST [%]
20
16,4
SVT [%ST]
88
90
COD [gCOD gST-1]
1,1
1,1
TKN [%ST]
3,2
2,1
P [%ST]
0,4
2,6
In Tabella 3.4, viene invece riportata una caratterizzazione chimica della FORSU, sempre derivante da raccolta differenziata.
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Tabella 3.4: Caratteristiche chimico – fisiche tipiche FORSU da raccolta differenziata (Rifiuti Lab,
2003).
Materiale
FORSU
da r.d.
pH
C/N
4,8 12
H2O
SV
C
N
P
K
Zn
Cu
Ni
Pb
Cd
Cr
%s.t.q. %s.s %s.s %s.s %s.s %s.s ppm ppm ppm ppm ppm ppm
73,8
84,6 37,7 3,1
0,4
0,9
151 30,3 11,3 53
0,8
Infine, dal punto di vista della quantità di biogas producibile dalla digestione anaerobica
della FORSU, ci si attende una produzione specifica di biogas dell’ordine di 0,4-0,5
m3n/kgSValimentato (APAT, 2005).
3.4 Composizione del biogas, dei surnatanti e del materiale digerito
Il processo di digestione anaerobica sia dei rifiuti organici sia dei fanghi di depurazione
genera tre tipi di prodotti:
•
il biogas di digestione;
•
il rifiuto/fango digerito, o digestato;
•
il surnatante che si rilascia nei processi di separazione solido-liquido.
Affinché il processo di smaltimento possa ritenersi completo, ciascuno di questi tre flussi dovrà subire un’ulteriore fase di trattamento/valorizzazione. Tale fase deve essere
considerata tanto per gli aspetti tecnici che per quelli economici.
Il biogas
Il biogas rappresenta il prodotto gassoso dei complessi processi biologici di degradazione anaerobica. Esso è composto da una miscela di gas i cui componenti principali sono
l’anidride carbonica ed il metano. La proporzione tra questi due gas dipende fondamentalmente da due fattori: la composizione della miscela sottoposta a digestione e la completezza dei processi biologici di digestione e, quindi, dalla tipologia e modalità di conduzione della sezione di digestione.
La composizione della matrice organica sottoposta a digestione influisce sulla proporzione tra metano (CH4) e anidride carbonica (CO2), risultando la prima frazione crescente con l’aumentare del rapporto H/C del substrato digerito e decrescente con
l’aumentare del contenuto di ossigeno (O/C) ed azoto (N/C).
Contenendo metano, il biogas presenta un interessante potere calorifico inferiore che varia, a seconda della percentuale di tale gas, tra 18,8 MJ⋅m-3 (4.500 kcal⋅m-3) e 25,1
MJ⋅m-3 (6.000 kcal⋅m-3).
Oltre a metano ed anidride carbonica, nel biogas sono solitamente presenti, in percentuali molto più contenute altri gas, come mostrato in Tabella 3.5.
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Tabella 3.5 Composizione media del biogas.
Componente
Composizione (% in volume)
Metano
55-60 (50-75)
Anidride carbonica
35-40 (25-45)
2 (20oC) - 7 (40oC)
Acqua
Idrogeno Solforato
0,02 - 2%
Azoto
<2
Ossigeno
<2
Idrogeno
<1
Nei processi di valorizzazione del biogas come fonte di energia, alcuni dei gas in esso
presenti richiedono una preventiva rimozione, come riassunto in Tabella 3.6.
Tabella 3.6 Necessità di purificazione del biogas a seconda del processo di valorizzazione previsto.
Tipo di processo di valorizzazione
Componente del biogas
H2S
H2O
CO2
Combustione in bruciatori
Si se >0,1%
No
No
Cogenerazione
Si se >0,05%
No
No
Combustibile per autotrazione
Si
Si
Si
Alimentazione in rete
Si
Si
Si
Il digestato
Il secondo flusso in uscita dal processo di digestione è il digestato, costituito dalla frazione solida alimentata alla digestione e non convertita in biogas né solubilizzata. In
prima approssimazione si può dire che il digestato è costituito dalla frazione minerale
della miscela alimentata (quantificabile in termini di solidi non volatili) e dalla frazione
organica non gassificabile o non gassificata alle condizioni di processo. Tale prodotto è
individuato nell’elenco C.E.R. (Codice Europeo dei Rifiuti) 2002 con il codice 190606
“digestato prodotto dal trattamento anaerobico di rifiuti di origine animale o vegetale”
ed è classificato come rifiuto speciale (art. 184, comma 3, lett. G e ALLEGATO D alla
parte quarta del D. Lgs. n. 152/06, GU del 14-04-2006, suppl. ord. s.g. n. 88, pag. 256).
Tale flusso può subire diverse destinazioni: può essere smaltito a discarica dopo disidratazione, può essere impiegato come combustibile dopo essiccamento, può essere valorizzato in agricoltura previa ulteriore stabilizzazione ed igienizzazione ed eventuale
post-affinamento.
La terza alternativa risulta ampiamente praticata quando il materiale alimentato al processo di digestione proviene dalla selezione alla fonte della frazione organica del rifiuto
e risulta quindi poco contaminato dalle frazioni indesiderabili in particolare da inerti,
metalli e microinquinanti organici. Le frazioni indesiderabili infatti, non subendo alcuna
trasformazione significativa nel processo di digestione anaerobica, non possono che ri20
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trovarsi, più concentrate, nel rifiuto digerito compromettendo la qualità del prodotto finale. Per contro, tale opzione è consigliabile dove vi sia in prossimità del digestore o
all’interno dello stesso impianto che opera la co-digestione la fase di compostaggio aerobico. In questa situazione, infatti, si ottimizzano non solo gli aspetti economici complessivi ma anche quelli legati al trasporto di questo materiale ed al suo collocamento
presso un impianto di compostaggio.
Infatti, per evitare fenomeni di fitotossicità, il digestato deve essere avviato ad una fase
di stabilizzazione aerobica, o compostaggio. Questo processo controllato di decomposizione ossidativa della sostanza organica è operato da microrganismi aerobi; è caratterizzato da velocità di trasformazione e da una produzione di calore tali da assicurare la distruzione dei germi patogeni e dei semi delle erbe infestanti eventualmente presenti, garantendo un sufficiente grado di igienizzazione del prodotto.
Di particolare interesse è la produzione di ACQ (Ammendante Compostato di Qualità),
prodotto compostato assimilato agli ammendanti tradizionali e dunque ammesso al libero impiego nelle attività agronomiche ed in altri ambiti analoghi di applicazione (sistemazione di versanti, costituzione di letti di biofiltrazione, ecc.) e con possibilità di
commercializzazione ai sensi della Legge 748/84 sui fertilizzanti. Per essere definito
ACQ, il compost deve rispettare alcune caratteristiche, come specificato nell’allegato
1.C della Tabella 2.1 della legge 748/84, come modificata dal DM 27/03/98 e DM
03/11/04 e successive modifiche ed integrazioni (Tabella 3.7).
Se il digestato proviene dalla digestione anaerobica di fanghi di depurazione e FORSU,
il compost prodotto può rientrare nella categoria ACM.
Una recente indagine condotta dall’Osservatorio Regionale per il compostaggio (ARPAV, 2004), relativa alle caratteristiche del compost prodotto negli impianti di compostaggio della Regione Veneto (Tabella 3.8), si evidenzia come, per il compost prodotto
a partire da FORSU grezza e fanghi, il principale problema nel rispettare i limiti legislativi derivi dalla presenza di inerti di piccole dimensioni, mentre non appaiono preoccupanti le concentrazione di metalli pesanti. E’ ragionevole ipotizzare che un simile contenuto di sostanze indesiderabili caratterizzi il compost derivante da un pretrattamento
anaerobico.
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Tabella 3.7: LIMITI ALLEGATO 1.C LEGGE 748/84 (come modificati dal decreto 27 marzo 1998).
Parametro
Azoto organico sul secco
Umidità
Carbonio organico
Acidi umici e fulvici
C/N
pH
Rame totale
Zinco totale
Piombo totale
Cadmio totale
Nichel totale
Mercurio totale
Cromo esavalente
Materiale plastico
(Ø < 3,33 mm)
Materiale plastico
(3,33 mm < Ø < 10 mm)
Altri materiali inerti
(Ø < 3,33 mm)
Altri materiali inerti
(3,33 mm <Ø< 10 mm)
Materiali plastici ed inerti
(Ø > 10 mm)
Salmonelle
Enterobactariaceae totali
Streptococchi fecali
Nematodi
Trematodi
Cestodi
ACM (*)
> 80% dell’azoto totale
< 50% s.t.q.
> 25% s.s.
> 7% s.s.
< 25
6-8,5
150 p.p.m. s.s.
500 p.p.m. s.s.
140 p.p.m. s.s.
1,5 p.p.m. s.s.
50 p.p.m. s.s.
1,5 p.p.m. s.s.
0,5 p.p.m s.s.
< 0,45 % s.s.
ACV(**)
> 80% dell’azoto totale
< 50% s.t.q.
> 30% s.s.
> 2,5% s.s.
< 50
6-8,5
150 p.p.m. s.s.
500 p.p.m. s.s.
140 p.p.m. s.s.
1,5 p.p.m. s.s.
50 p.p.m. s.s.
1,5 p.p.m. s.s.
0,5 p.p.m. s.s.
< 0,45 % s.s.
< 0,05 % s.s.
< 0,05 % s.s.
< 0,9 % s.s.
< 0,9 % s.s.
< 0,1 % s.s.
< 0,1 % s.s.
Assenti
Assenti
Assenti in 25 g t.q., dopo riv.
< 1 × 10² UFC per g
Max 1,0 × 10³ (MNP ×
g)
Assenti in 50 g t.q.
Assenti in 50 g t.q.
Assenti in 50 g t.q.
Assenti in 25 g t.q., dopo riv.
< 1 × 10² UFC per g
Max 1,0 × 10³ (MNP ×
g)
Assenti in 50 g t.q.
Assenti in 50 g t.q.
Assenti in 50 g t.q.
(*) AMMENDANTE COMPOSTATO MISTO: Prodotto ottenuto attraverso un processo di trasformazione
e stabilizzazione controllato di rifiuti organici che possono essere costituiti dalla frazione organica degli
RSU proveniente da raccolta differenziata, da rifiuti di origine animale, compresi liquami zootecnici, da
rifiuti di attività agroindustriali e da lavorazione del legno e del tessile naturale non trattati, da reflui e
fanghi, nonché dalle matrici previste per l’Ammendante Compostato Verde.
(**) AMMENDANTE COMPOSTATO VERDE Prodotto ottenuto attraverso un processo di trasformazione e stabilizzazione controllato di rifiuti organici costituiti da scarti della manutenzione del verde ornamentale, residui delle colture, altri rifiuti di origine vegetale con esclusione di alghe e altre piante marine.
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Tabella 3.8: Elaborazione statistica dell’analisi degli ammendanti compostati di qualità analizzati dal
1995 al 2004 (ACM= Ammendante Compostato Misto). Sono evidenziati i parametri che non rispettano i
limiti di legge (ARPAV, 2004).
Il surnatante
Le operazioni che comportano la separazione solido/liquido del prodotto digerito (ispessimento nel digestore secondario, disidratazione meccanica ed essiccamento termico)
producono un flusso liquido, genericamente denominato “surnatante”. Oltre che dalla
composizione della miscela avviata alla digestione, la quantità e qualità di tale flusso
dipende fortemente dal tipo di processo di digestione adottato ed in particolare dalla tenore di sostanza solida nel digestore e dalla percentuale di acqua utilizzata rispetto a
quella ricircolata per ottenere il giusto tenore in secco nel digestore.
Il surnatante è caratterizzato comunque da elevate concentrazioni di solidi sospesi, di
COD, di azoto ammoniacale e di fosforo.
Il carico aggiuntivo di COD del surnatante è in genere trascurabile rispetto a quello trattato nella linea acque dell’impianto. I processi di degradazione della sostanza organica
nel digestore portano alla gassificazione di gran parte dei composti organici biodegradabili, lasciando nel residuo digerito solo la frazione inerte o molto lentamente biodegradabile. Poiché il carbonio viene trasferito nella fase gassosa, le componenti azotate e
fosforiche (proteine, ATP e ATP cellulare) rimangono nella fase liquida come azoto
ammoniacale e fosforo organico e fosfati. La loro concentrazione nel surnatante, pertanto, non è più proporzionale a quella dei composti organici di origine, proprio perché il
trasferimento nel gas del carbonio ha determinato un arricchimento di azoto e fosforo
nel residuo digerito e, in particolare, nella fase liquida.
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3.5 Sistemi di conversione energetica del biogas e pretrattamenti richiesti
Il biogas prodotto nei digestori è un combustibile di discreta qualità che può essere utilizzato per generare elettricità oppure, come prevalentemente avviene nella situazione
attuale, calore. Dal punto di vista del razionale sfruttamento della risorsa energetica biogas, la generazione di elettricità è certamente preferibile poiché essa è un vettore energetico molto più flessibile e termodinamicamente pregiato del calore. Anche grazie agli
incentivi illustrati al par. seguente (certificati verdi) la produzione di elettricità risulta
nettamente preferibile dal punto di vista economico. Di conseguenza, la soluzione impiantistica proposta mira ad utilizzare prioritariamente il biogas per la produzione di elettricità. La generazione di calore avviene solamente in subordine, impiegando utilmente il calore che viene comunque scaricato dal ciclo termodinamico che genera
l’elettricità. Tale pratica prende il nome di cogenerazione. Solamente nella circostanza
in cui il biogas non è utilizzabile per generare elettricità (poiché i dispositivi preposti a
tale scopo sono indisponibili per guasti o manutenzione) ed esso non può essere accumulato per un utilizzo successivo (poiché i gasometri sono pieni) si assume che esso sia
impiegato in una caldaia per generare calore; trattasi tuttavia di una situazione che si verifica per un numero molto esiguo di ore/anno, che possono anche essere ridotte a zero
con una adeguata pratica manutentiva.
Alle taglie di impianto rilevanti per l’applicazione in oggetto (potenza elettrica generabile inferiore a 1 MW) la tecnologia dominante per la generazione di elettricità da un
combustibile gassoso come il biogas è quella del motore alternativo a combustione interna a ciclo Otto. L’alternativa potrebbe essere la turbina a gas, che diventa tuttavia
competitiva solamente per taglie nettamente superiori (almeno 8-10 MW elettrici) e richiede una depurazione del biogas molto più accurata; l’esperienza su impianti commerciali alimentati con biogas è inoltre molto limitata, per cui tali applicazioni delle
turbine a gas sono da considerarsi sperimentali.
I motori alternativi a ciclo Otto sono una tecnologia ampiamente conosciuta ed applicata
da tempo negli impianti alimentati con biogas: essi presentano grande affidabilità, vasta
diffusione, costi di investimento relativamente contenuti e discreta gamma di mercato,
con un numero relativamente elevato di costruttori e installatori. Altri vantaggi sono una
ampia flessibilità di utilizzo e la possibilità di alimentazione con differenti combustibili.
Un aspetto negativo è costituito dal costo di manutenzione elevato, che nel caso di alimentazione con biogas diventa ancora maggiore a causa dei composti corrosivi e/o erosivi che possono essere generati con la combustone del biogas. Di qui la necessità di un
sistema di trattamento del combustibile. Nel caso del biogas è generalmente sufficiente
il raffreddamento fino a temperature dell’ordine di 5°C. A tale temperatura il vapor
d’acqua nel biogas condensa pressoché completamente, rimuovendo i gas acidi e altre
specie potenzialmente dannose che passano in soluzione nel condensato; la fase gassosa
che rimane ha caratteristiche generalmente adeguate per l’utilizzo nel motore.
I motori a combustione interna possono essere impiegati in modalità cogenerativa recuperando calore di scarto da quattro diverse sorgenti: olio lubrificante, acqua di raffreddamento, gas di scarico e, ove presente, inter-refrigeratore del turbocompressore1.
1
Nei motori sovralimentati è generalmente presente uno scambiatore che, raffreddando l’aria in uscita dal
compressore prima dell’immissione nei cilindri, fornisce calore recuperabile a circa 80°C.
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L’olio lubrificante e l’acqua di raffreddamento (e, ove presente, l’inter-refrigeratore della sovralimentazione) rendono disponibile calore a temperatura di 80-90°C, che può essere impiegato per la produzione di acqua calda. In totale, il calore recuperabile a tale
temperatura ammonta a circa il 25% dell’energia liberata dal combustibile. I gas di scarico escono dal motore a temperatura relativamente elevata, tra 400 e 500°C; dal loro
raffreddamento è possibile recuperare fino al 30% circa del calore entrante con il combustibile. Tuttavia, nel caso di alimentazione con combustibili contenenti composti acidi
come il biogas, è bene evitare di raffreddare i fumi al di sotto di 170-180°C per evitare
la formazione di condense acide; in tal caso il calore recuperabile scende intorno al 20%
del calore liberato dal combustibile.
3.6 Regime normativo e tariffario per la cessione di energia elettrica prodotta da fonte
rinnovabile
La normativa attualmente in vigore in Italia prevede un sistema di incentivazione per la
generazione di elettricità da fonte rinnovabile, categoria nella quale ricade anche il biogas prodotto dalla digestione di masse organiche. L’elettricità generata dagli impianti
alimentati da fonti rinnovabili beneficia del meccanismo dei certificati verdi, che ne incrementa significativamente il valore. Ad essa è riconosciuta inoltre priorità di dispacciamento, cioè l’obbligo del ritiro da parte del gestore della rete elettrica alla quale
l’impianto è collegato ed è remunerata, secondo la delibera dall’Autorità per l’Energia
Elettrica e il Gas (AEEG) n. 34/05, al prezzo pari a quello di cessione alle imprese distributrici per la vendita al mercato vincolato, definito per fasce orarie dall’AEEG annualmente (per l’anno 2006 le fasce sono state definite dalla delibera AEEG n. 292/05).
Il sistema di incentivazione delle fonti rinnovabili introdotto dal Decreto Legislativo n.
79/99 è basato sul meccanismo del mercato dei certificati verdi, titoli negoziabili che attestano la produzione di energia elettrica da fonte rinnovabile. I produttori e importatori
di energia elettrica hanno l’obbligo di immettere nel sistema elettrico nazionale una certa quota di energia da fonte rinnovabile. Deve cioè essere prodotta da fonte rinnovabile
una certa frazione dell’elettricità da essi prodotta o importata, al netto della cogenerazione e per la parte eccedente i 100 GWh. Il decreto legislativo n. 387/03 ha portato la
quota d’obbligo dal 2% per il 2003 al 3,05% per il 2006 (aumenti annui di 0.35 punti
percentuali) e impone per gli anni successivi innalzamenti da stabilire tramite decreti
emanati dal Ministero delle Attività produttive. L’incremento della quota d’obbligo ha
l’effetto di incrementare la domanda di certificati verdi e assicurare quindi un valore elevato dei certificati verdi.
Gli operatori attestano l’immissione nel sistema elettrico della quota obbligatoria di energia rinnovabile tramite la presentazione al GRTN di un numero corrispondente di
certificati verdi, che possono essere acquistati oppure riferiti a produzione propria. I
certificati verdi sono rilasciati dal GRTN (Gestore della Rete di Trasmissione Nazionale) in base all’energia prodotta da fonte rinnovabile con impianti entrati in esercizio a
seguito di nuova costruzione, potenziamento, rifacimento o riattivazione e solo per i
primi otto anni di funzionamento. Attualmente ogni certificato verde corrisponde a 50
MWh, valore aggiornato dalla Legge 239/04. Il GRTN inoltre emette a proprio favore i
certificati verdi riferiti all’energia prodotta dagli impianti a fonti rinnovabili di cui ritira
l’energia secondo il vecchio programma di incentivazione tariffaria CIP6. Il GRTN offre i suoi certificati verdi a un prezzo calcolato ogni anno e reso noto. La vendita e
l’acquisto tra operatori di certificati verdi possono avvenire sia tramite contrattazione
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bilaterale, nel qual caso il prezzo è stabilito dalle parti, sia sul Mercato dei Certificati
Verdi dove il prezzo è determinato dalle proposte degli operatori secondo le regole di
funzionamento di tale mercato. Quando, come nella situazione attuale, i certificati verdi
dei privati sono insufficienti a coprire totalmente la domanda, la quota rimanente è fornita dal GRTN e in questo caso il prezzo dei certificati verdi del GRTN costituisce il
prezzo di riferimento per il mercato.
3.7 Casi di specie
La codigestione di rifiuti organici con altre matrici organiche, riguarda, in Europa, un
numero decisamente minoritario di impianto di digestione anaerobica, corrispondenti a
meno del 10% della potenzialità complessiva di trattamento. Le più importanti installazione di co-digestione sono italiane.
In Tabella 3.9, sono elencate le principali esperienze nazionali relative alla digestione
anaerobica dei rifiuti.
Nel seguito del paragrafo, si dà una breve descrizione (da Cecchi e Bolzonella, 2005)
delle installazioni per le quali sono disponibili dati gestionali; le prime sono relative al
trattamento prevalente di FORSU, seguono gli impianti che prevedono co-digestione di
diverse matrici organiche.
Tabella 3.9: Digestione e co-digestione anaerobica dei rifiuti in Italia: realizzazioni a piena scala esistenti (da Cecchi e Bolzonella, 2005).
Impianto
In esercizio
dal
Potenzialità (t/a) e tipo di ri- Tipo di profiuto trattato
cesso
Lozzo Atestino (PD)
- Agrilux
1998
60000 FORSU, scarti agricoli
Verona
1999
160000 FORSU da selezione Ad umido
meccanica
Comune di Treviso
2000
30000 fanghi depurazione + Ad umido
3500 FORSU
Consorzio di zona
industriale Villacidro-Cagliari
2004
15000 fanghi depurazione + Ad umido
40000 FORSU
Camposampiero
(PD) - SE.T.A.
2005
25000 residui zootecnici + Ad umido bi12000 FORSU + 12000 fanghi stadio
depurazione
2005
16000 FORSU + 22000 rifiuti A secco (Vasolidi (residui da raccolta dif- lorga, ST 35%)
ferenziata); 95000 FORSU +
3000 fanghi di depurazione
Roma
2005
22000 fanghi depurazione, Ad umido
1000 scarti alimentari
Viareggio
2006
50000 fanghi
5000 FORSU
Roma
2006
40000 FORSU
Bassano
(VI)
Brenta Servizi
impianti)
–
(2
Ad umido
depurazione, Ad umido
A secco (Dranco, ST 35%)
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Impianto di Verona
Accetta rifiuti indifferenziati che vengono pre-trattati attraverso un sistema su due linee
per la separazione in tre frazioni: materiale inerte e ferroso (inviato a discarica o al riciclo), materiale combustibile (RDF, inviato all’inceneritore presente nel sito) e materiale
organico, inviato alla digestione ad un tenore di secco compreso tra il 20 ed il 25% (sistema a semi-secco). La sezione di digestione comprende 4 reattori del volume unitario
di 2000 m3, che possono operare in condizioni mesofile o termofile, in serie od in parallelo. Tuttavia, nei primi 2-3 anni di funzionamento sono stati riportati diversi problemi.
La linea è stata quindi modificata con l’aggiunta di 3 hydro-pulper (BTA) per l’ulteriore
separazione del materiale pesante e leggero. Il flusso diluito in uscita dal pulper è quindi
filtrato a 10 mm prima di essere inviato ai digestori. Il consumo energetico della linea di
pretrattamenti risultava prossimo a 60 kWh/t. In accordo a quanto riportato da Cecchi &
Bolzonella (2003), in due dei 4 digestori si erano verificati notevoli problemi di accumulo di materiale pesante durante il funzionamento, che ne aveva causato la messa fuori
servizio. La produzione di biogas risultava di circa a 0,25 m3biogas/kgSV.
Impianti di Bassano
L’impianto era stato inizialmente progettato per trattare un flusso di rifiuti proveniente
principalmente da selezione meccanica del rifiuto indifferenziato e comprendeva tre reattori Valorga da 2000 m3. Tuttavia, durante la costruzione dell’impianto, il panorama
di raccolta dei rifiuti è stato significativamente modificato dall’implementazione della
raccolta differenziata della frazione umida. Una linea tratta la FORSU derivante dalla
raccolta differenziata, inviata ad uno dei digestori, mentre una seconda linea, che alimenta i restanti due reattori è alimentata con i rifiuti che residuano dalla raccolta differenziata di altre frazioni merceologiche (che presentano una frazione organica piuttosto
bassa, compresa tra 10 e 16%) e con fanghi di depurazione. Le due linee ovviamente
presentano caratteristiche ed efficienza decisamente diverse. Dal punto di vista dei pretrattamenti, la prima linea prevede un lacerasacchi, un vaglio per la separazione degli
inerti, un separatore magnetico e una triturazione per raggiungere una pezzatura attorno
ai 10 mm; la seconda linea comprende un lacerasacchi, una vagliatura, la separazione
dei metalli, un mulino a coltelli, un vaglio a tamburo, un separatore gravimetrico per
l’ulteriore rimozione del materiale pesante. La richiesta energetica per i pre-trattamenti
è di 78 kWh/t. In termini di produzione specifica di biogas, il primo reattore si attesta
attorno a 0,6-0,8 m3biogas/kgSV, mentre gli altri due su 0,25 m3biogas/kgSV. Il rifiuto digerito viene quindi stabilizzato aerobicamente per la produzione di compost.
Impianto di co-digestione di Treviso
L’impianto di Treviso prevede una linea acque che riceve 20.000 m3/d di reflui civili ed
una linea di digestione anaerobica che tratta i fanghi di depurazione e può ricevere fino
a 10 t/d di rifiuti organici provenienti da utenze selezionate (ristoranti, mercati e mense)
e dalla raccolta della frazione umida domestica. La linea di trattamenti che precedono la
digestione si compone di una separazione meccanica degli inerti e dei metalli, a cui segue la miscelazione con i fanghi di depurazione, dalla quale esce una miscela al 4-6% in
secco con un consumo energetico pari a 60 kWh/t, che si prevede possa ridursi a 40
kWh/t a seguito di un previsto raddoppio di potenzialità. La miscela è alimentata ad un
digestore che opera in mesofilia da 2200 m3. Tale digestore presenta un HRT di circa 30
d ed un carico volumetrico di 1 kgSV m-3 d-1. La produzione specifica di biogas è pari a
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Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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0,4 m3biogas/kgSV, mentre si è stimato che quella che deriva dalla frazione organica dei
rifiuti è dell’ordine di 0,7-0,8 m3biogas/kgSV. Il surnatante proveniente dalla disidratazione viene trattato in un reattore di cristallizzazione per il recupero dei nutrienti e loro valorizzazione come fertilizzante in agricoltura.
Impianto di co-digestione di Viareggio
Sulla base dell’esperienza di Treviso, è stato previsto l’ampliamento dell’impianto di
trattamento acque e fanghi di Viareggio dalla potenzialità di circa 100.000 abitanti. Il
sistema di pretrattamento dei rifiuti (43 t/d provenienti da raccolta differenziata della
FORSU) prevede un consumo specifico pari a 40 kWh/t. E’ previsto che i due digestori
ad umido (1500 e 3000 m3) possano lavorare sia in mesofilia sia in termofilia, con un
HRT attorno a 20 d ed un carico volumetrico pari a 2,2 kgSV m-3 d-1.
Impianto di co-digestione di Cagliari-Villacidro
L’impianto adotta la tecnologia bistadio BTA precedentemente descritta. L’impianto è
dimensionato per trattare 40.000 t/a di FORSU e 15.000 t/a di fanghi di depurazione. La
linea di pretrattamento dei rifiuti include un rompisacchi, un vaglio a tamburo, un separatore magnetico della frazione metallica, una vagliatura a 100-150 mm il cui sottovaglio è inviato ad un successivo pretrattamento ad umido costituito da tre pulper BTA
della capacità unitaria di 32 m3 la cui sospensione in uscita subisce una ulteriore fase di
vagliatura e di rimozione della frazione pesante. Il consumo energetico del trattamento
del rifiuto organico è stimato in 80 kWh/t. La digestione anaerobica si articola poi in
una fase di fermentazione acidogenica mesofila (HRT = 2-4 d) il cui effluente viene
centrifugato per separare la fase liquida ricca di sostanza organica da inviare alla successiva fase di metanogenesi mesofila (HRT = 3 d, produzione specifica di biogas =
0,5-0,55 m3biogas/kgSV). La fase solida viene invece inviata ad una sezione di compostaggio.
Impianto di co-digestione di Padova-Camposanpiero
L’impianto, attualmente in fase di realizzazione, tratterà una miscela di tre substrati organici per un totale di 49.000 t/a (rifiuti animali ad un tenore di secco del 3%, fanghi
all’8% di ST e FORSU al 30% di ST). Del totale dei solidi alimentati, il 14,1% deriva
dai rifiuti animali, il 18,1% dai fanghi ed il restante 67,8% dalla FORSU. La linea di
pretrattamenti della FORSU prevede un trattamento meccanico da cui si separa una frazione con pezzatura inferiore a 100 mm che viene quindi inviata ad una selezione ad
umido (hydro-pulper) per l’ulteriore separazione della frazione pesante e
l’aggiustamento del tenore in secco all’8-10%. La sezione di digestione è bistadio e costituita da un reattore di idrolisi termofila da 770 m3 seguito da un reattore di metanizzazione da 3300 m3 ad umido (5% TS) miscelato mediante ricircolo del biogas
all’interno di un condotto centrale. Dopo disidratazione, vi è un post-compostaggio finale.
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Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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4. DESCRIZIONE DELL’ATTUALE IMPIANTO DI CARONNO E SINTESI DEI PARAMETRI OPERATIVI
L’impianto di Caronno Pertusella presenta uno schema di processo di tipo biologico
tradizionale a fanghi attivi, con nitrificazione e pre-denitrificazione, sedimentazione
primaria e digestione anaerobica dei fanghi, costituito dalle seguenti principali fasi di
trattamento:
4.1 Linea acque
Si compone di:
• vasca di accumulo acque di pioggia;
• grigliatura grossolana su una sola linea;
• sollevamento iniziale con coclee;
• pretrattamenti meccanici (grigliatura media su tre linee, dissabbiatura-disoleatura su
due linee);
• accumulo ed equalizzazione su due linee;
• sedimentazione primaria su due linee;
• comparto biologico su due linee, completo di nitrificazione e pre-denitrificazione;
• sedimentazione finale su due linee;
• sollevamento finale;
• filtrazione a sabbia su cinque linee;
• disinfezione mediante ipoclorito di sodio su una linea.
Non è prevista una specifica sezione di defosfatazione, anche se risultano disponibili
dotazioni impiantistiche (serbatoi e pompe dosatrici) in grado di assicurare dosaggi di
cloruro ferrico a monte della sezione di filtrazione finale.
4.2 Linea fanghi
Si compone di:
• pre-ispessimento su due linee;
• digestione anaerobica, costituita da due digestori primari riscaldati ed un digestore
secondario non riscaldato né agitato;
• gasometro e torcia;
• recupero energetico con motori a gas;
• disidratazione meccanica mediante centrifuga e nastro pressa.
L’impianto è completo di una linea per il trattamento dei bottini derivanti da spurghi di
caditoie e fosse settiche, costituito da una sezione di pre-trattamento meccanico (grigliatura, dissabbiatura, sollevamento) e da una vasca di accumulo – laminazione delle portate di extra - pioggia, con loro successivo invio in testa all’impianto principale, a monte
della grigliatura grossolana. L’impianto è dotato di due sistemi di misura della portate,
ubicati subito a monte della sezione di equalizzazione (e comprendente pertanto anche
le portate di ricircolo dei surnatanti della linea fanghi, dei contro lavaggi dalla filtrazione, dei bottini e delle acque meteoriche provenienti dall’accumulo di testa) ed allo scarico finale. Nella successiva Tabella 4.1 sono riassunte le caratteristiche e le dimensioni
delle principali sezioni di impianto.
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Tabella 4.1 – Caratteristiche e dimensioni delle principali sezioni di impianto (dimensioni, volumi ed aree sono riferiti a ciascuna linea).
Unità
N.
linee
1
Volume Dimensioni
Area
3
(m )
(m2)
LINEA ACQUE
50.000
Accumulo acque di extra
pioggia
Grigliatura grossolana
1
Sollevamento iniziale
3
Grigliatura media
3
Dissabbiatura/disoleatura
aerata
2
312
L = 25 m
Misuratore di portata
Equalizzazione
1
2
4.320
24 x 30 x 6 m
Sedimentazione primaria
2
4.500
D = 40 m,
Hbordo = 3 m
1.257
Pre-denitrificazione
2
5.300
H =7 m
880
17 m2
Commenti
Vasca realizzata in cemento armato, attrezzata con 2 pompe di sollevamento all’impianto da 1600 m3/h di portata e potenza unitaria di 45 kW
Griglia oleodinamica, con luce da 80 mm installata in canale 2,5 (L) x
2,9 (H) m
3 coclee, di cui due con portata nominale di 5.000 m3/h (potenza 92 kW)
ed una di 2.500 m3/h (potenza 44 kW)
Griglie automatiche su 3 linee, con luce di 25 mm, installate in canali
1,5 (L) x 1,2 (H) m. Raccolta grigliato con nastro trasportatore, compattazione, accumulo in big bag, poi in cassone ed invio a smaltimento a discarica.
Unità di tipo longitudinale, con insufflazione aria carroponte, estrazione
sabbie mediante pompe solidali a carroponte ed invio a sistema a coclea
di separazione acqua/sabbia, estrazione oli mediante pozzetto e prelievo
con autobotti.
Asservito a paratoie su canali di alimentazione alle fasi successive
Dotate ciascuna di 35 insufflatori statici sommersi (cannoni Elixor) per
la miscelazione.
Radiali, con carriponte a trazione periferica. Estrazione fanghi con valvole automatiche temporizzate. Presenza di scum box per raccolta galleggianti. Fanghi misti estratti mediante 2+1R pompe da 40 m3/h cad ed
inviati a pre-ispessimento. Dal 2003 vengono estratti solo fanghi primari, mentre i fanghi di supero vengono addotti all’ispessimento
Ciascuna linea dotata di 2 agitatori sommersi.
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Tabella 4.1 – continua
Unità
N. linee Volume Dimensioni
(m3)
Area
(m2)
Commenti
Ciascuna linea è attrezzata con 720 diffusori statici tipo Elixor, alimentati da 2+1R compressori centrifughi a portata variabile da 9.950-19.500
Nm3/h cad, ciascuno con potenza di 170 kW. Misura dell’O2 mediante
un sonda per vasca.
2 pompe centrifughe (una per vasca) di portata unitaria pari a 1.900 m3/h
e potenza installata di 10 kW. Nel caso in questione si tratta di due
mixer analoghi a quelli presenti in vasca di denitrificazione, ma intubati.
Radiali, con carriponte aspirati a doppio braccio ed unica lama di sfioro.
Recentemente attrezzati con scum box multipli.
3 pompe centrifughe (di cui una riserva) da 1.250 m3/h cad e 44 kW di
potenza installata.
2 pompe centrifughe (di cui una riserva) da 97 m3/h e 3,1 kW di potenza
installata. Fanghi inviati a sedimentazione primaria. Dal 2003 solo a preispessimento.
3 pompe centrifughe da 1.875 m3/h cad e 60 kW di potenza installata.
Strato filtrante costituito da antracite, sabbia e ghiaia. 2 pompe di controlavaggio ad acqua da 1.400 m3/h e 75 kW di potenza installata; 2
compressori aria di controlavaggio da 1.470 m3/h e 37 kW di potenza
installata. 1 pompa di drenaggio da 43 m3/h.
Dosaggio di ipoclorito di sodio (regolazione legata alla portata in via di
approntamento), in probabile sostituzione con acido peracetico
Ultrasuoni su stramazzo uscita
Nitrificazione
2
10.580
H=6m
1.764
Ricircolo miscela aerata
2
-
-
-
Sedimentazione secondaria
2
5.900
1.964
Ricircolo fanghi a predenitrificazione
Estrazione fango di supero
3
-
D = 50 m,
Hmedia = 3 m
-
2
-
-
-
Sollevamento finale
Filtrazione
3
5
4,5 x 4,5 m
Hfiltrante=
2,5 m
20
Bacino di disinfezione
1
Misuratore di portata
1
1.250
30 x 16 x 2,6
-
31
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Tabella 4.1 – continua
Unità
N.linee
Volume Dimensioni
(m3)
Area
(m2)
LINEA FANGHI
D = 16 m
201
Commenti
Radiali, con funzionamento a gravità, vengono alimentati alternativamente. I fanghi ispessiti vengono inviati a digestione anaerobica mediante 2+1R pompe volumetriche da 2-19 m3/h.
Mantenuti ad una temperatura di circa 33°C e continuamente miscelati
con insufflazione di biogas compresso tramite 2+1R unità a lobi rotanti.
Riscaldamento fanghi mediante 2 scambiatori, 2 caldaie da 600.000
Cal/h, 2+1R pompe ricircolo da 125 m3/h, 2+1R pompe acqua calda
Vasca con funzione di accumulo a monte disidratazione, non agitata né
riscaldata con estrazione biogas
1 centrifuga da 10-12 m3/h ed 1 centrifuga di recente acquisizione da 25
m3/h. 1 nastro pressa con tela da 2 m, non più utilizzata. Il fango è condizionato con polielettrolita, mediante n. 3 stazioni di preparazione e
dosaggio.
Realizzato in cls con cupola in acciaio e tenuta idraulica
Pre-ispessitori
2
851
Digestori anaerobici primari
2
3.000
D = 19,3 m
293
Digestore anaerobico secondario
Disidratazione
1
2.000
D = 15,75 m
195
3
Gasometro
1
Torcia
1
Portata nominale di 400 m3/h
Co-generazione
3
3 motori a gas, di cui solo 2 in funzione (il terzo è usato per eventuali
ricambi)
2 Centrifughe
1 Nastro pressa
800
D = 12 m
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4.3 Linea biogas (Figura 4.1)
Il biogas prodotto dalla digestione dei fanghi viene inviato ad in un gasometro cilindrico
a tenuta idraulica da 700 m3, che ne permette lo stoccaggio, ed è utilizzato come combustibile per il riscaldamento dei digestori primari. Il biogas è anche impiegato per garantire una adeguata agitazione della massa di fango, e a tal fine il biogas viene ricircolato, compresso e insufflato nei digestori tramite lance sommerse.
Per mantenere costante la temperatura dei digestori primari a circa 34 °C, i fanghi di ricircolo vengono riscaldati per mezzo di acqua calda, prevalentemente prodotta tramite
la combustione in caldaia del biogas. Quando la quantità di biogas non è sufficiente e la
temperatura dei digestori scende al di sotto dei 31°C, la caldaia viene alimentata con gasolio. Se invece la temperatura dei fanghi è superiore ai 33°C, il biogas viene inviato ai
motori cogenerativi (2 motori da 200 kWel) che producono energia elettrica e forniscono
calore ai digestori.
L’impianto è fornito di torcia che viene utilizzata qualora la produzione di biogas fosse
superiore ai consumi: a completo riempimento del gasometro il biogas in eccesso è eliminato nella torcia di combustione.
Gasometro
Motori
cogenerativi
(2 x 200 kWel)
Elettricità
prodotta
Biogas
Fanghi di
filtrazione e
di supero
Fanghi
ispessiti
Caldaie
Digestori
Calore per
digestori primari
Ispessimento
Fanghi
primari
Calore
Calore
Energia termica
Fanghi
digeriti
Centrifuga
Elettricità
Fanghi, FORSU
Combustibili
Fanghi disidratati
Figura 4.1: Schema dell’impianto esistente di digestione
Non essendo disponibili dati affidabili sulla produzione di biogas, è stata effettuata una
stima del bilancio energetico nelle condizioni attuali considerando che mediamente il
biogas prodotto in un giorno sia in grado di riempire circa due volte il gasometro, come
da indicazioni fornite da Lura Ambiente. Ciò corrisponde indicativamente ad una quantità di biogas giornaliera di 1.400 mn3, pari a 511.000 mn3 all’anno. Assumendo un contenuto di metano del 60% molare, si ricava che l’energia resa disponibile dal biogas, riferito al potere calorifico inferiore, è di 10.975 GJ2 all’anno.
2
1GJ=109 Joules=238.889 kcal
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Attualmente l’utilizzo prevalente del biogas è la combustione in caldaia. Infatti nel 2005
i motori cogenerativi hanno generato 230.000 kWh, e quindi, ipotizzando un rendimento medio di conversione elettrica dei motori del 30%, il loro consumo è stato di 2.760
GJ di biogas, pari al 25% della totale disponibilità. Nelle caldaie è stato utilizzato il restante biogas e, come integrazione, circa 25.000 litri di gasolio. Assumendo per i motori
un rendimento termico del 40%, perdite termiche nel sistema di riscaldamento dei digestori 3% e rendimento medio delle caldaie 80%3, si può stimare indicativamente che il
calore richiesto dai digestori sia stato fornito per il 13% dai motori cogenerativi, per il
9% dalle caldaie alimentate a gasolio e per il restante 78% dalle caldaie alimentate a
biogas, con una domanda totale annua dei digestori di circa 8.000 GJ.
Il calore ceduto ai digestori così calcolato risulta leggermente inferiore al valore previsto per lo scenario con co-digestione di fanghi primari e FORSU, che è di circa 8.600
GJ (vedi Cap. 7). Tale valore è in linea con quanto atteso, poiché la massa alimentata
attualmente ai digestori, composta da fanghi primari, secondari e terziari, è leggermente
inferiore rispetto alla massa di fanghi primari e FORSU che si è considerato di inviare
alla digestione4.
4.4 Conclusioni e raccomandazioni dello studio del 2003
Si riassumono nel seguito le principali osservazioni e conclusioni cui era pervenuto lo
studio redatto nel 2003 dal prof. ing. Luca Bonomo, avente per oggetto la verifica delle
linee di depurazione esistenti alla luce di un orizzonte di breve (anno 2006) e mediolungo termine (2016) e gli interventi da effettuarsi in tali prospettive. Le verifiche di
processo erano orientate al rispetto, in un prospettiva futura, dei limiti di Tabella 2
dell’Allegato 5 del D. Lgs.152/99 per i nutrienti e a valori di BOD ed SST di 10 mg/l, in
linea con altre importanti realtà depurative recentemente realizzate in Lombardia.
Lo studio individuava inizialmente la portata e la potenzialità dell’impianto ai due scenari temporali prima indicati, sulla base degli andamenti demografici dei residenti nei
Comuni serviti dall’impianto, delle previsioni di incremento formulate dal Censis e dai
dati ipotizzati dal vigente Piano Regionale di Risanamento delle Acque. Veniva inoltre
ipotizzato che tutta la popolazione fosse al 2016 servita dalla rete di collettamento fognario e che gli allacciamenti e l’aumento delle dotazione idrica si incrementassero in
maniera uniforme tra l’anno di riferimento dello studio (2001) ed il 2016. Risultavano
così i dati riportati nella seguente Tabella 4.2.
3
Tale rendimento di recupero risulta ampiamente raggiungibile assumendo il biogas a 34°C saturo, composto per il 60% (in volume su base secca) di metano, e i gas combusti contenenti il 5% di ossigeno (in
volume su base secca) raffreddati fino a 200°C.
4
Nello scenario alternativo si è considerato di inviare ai digestori la FORSU, anziché i fanghi secondari e
terziari che verrebbero inviati invece direttamente alla disidratazione finale.
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Tabella 4.2 Dati di riferimento del precedente studio del 2003
Voce
Popolazione servita
Civile
Industriale
Portata di tempo secco
portata giornaliera (media annua) Q24
di cui: Civile
Industriale
portata di calcolo Qc
Unità di
misura
AE
AE
AE
3
m /d
3
m /d
3
m /d
3
m /d
Portata di tempo secco, con sollevamento dalla vasca di
accumulo acque extra pioggia Qc+a
Portata (tempo di pioggia)
portata massima in tempo di pioggia Qp
Inquinamento organico (BOD5)
apporto unitario per residenti/industriali
carico giornaliero residenti
carico giornaliero industriali
carico giornaliero totale
Concentrazione media annua
Apporti di azoto (TKN)
apporto unitario per residenti
apporto unitario per industriali
carico giornaliero residenti
carico giornaliero industriali
carico giornaliero totale
concentrazione media annua
Apporti di nitrati influenti
Apporti di fosforo
apporto unitario per residenti
apporto unitario per industriali
carico giornaliero
concentrazione media annua
Apporti di solidi sospesi totali
apporto unitario per residenti
apporto unitario per industriali
carico giornaliero totale
concentrazione media annua
3
Valori
al 2006
168.000
98.000
70.000
Valori
al 2016
181.000
104.000
77.000
38.300
18.500
19.800
46.000
24.000
22.000
63.650
75.200
m /d
102.048 113.616
m3/d
126.000 136.275
BOD5/(AE d)
kgBOD5/d
kgBOD5/d
kgBOD5/d
mgBOD5/L
60
5.880
4.200
10.080
263
60
6.240
4.670
10.910
237
gN/(AE d)
gN/(AE d)
kgN/d
kgN/d
kgN/d
mgN/L
mgN/L
12
7,2
1.176
508
1.684
44
3
12
7,2
1.248
565
1.813
39,4
3
gP/(AE d)
gP/(AE d)
kgP/d
mgP/L
1,75
0,7
220,5
5,7
1,75
0,7
236,4
5,1
gSS/(AE d)
gSS/(AE d)
gSS/d
mgSS/L
90
40
11.620
303
90
40
12.468
271
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Rispetto a portate e carichi in arrivo all’ingresso all’impianto nel primo semestre 2002,
lo studio rilevava quanto segue:
•
•
non vi era misura di portata sul collettore fognario in arrivo all’impianto;
la portata misurata nel punto posto in uscita dell’equalizzazione e a monte della
sedimentazione primaria (ubicazione 2A), comprendeva anche i reflui provenienti dal trattamento bottini, le acque derivanti dal contro lavaggi dei filtri terziari, i surnatanti della linea fanghi e le acque che, stoccate durante gli eventi
meteorici nella vasca volano posta a monte dell’impianto, vengono poi riprese
ed inviate in impianto. I valori registrati (dell’ordine di 50.000 -55.000 m3/d) risultavano ben superiori a quelli teoricamente prevedibili nelle condizioni di
tempo asciutto e riportati in Tabella 4.2 dimostrando che il contributo delle acque di pioggia era rilevante e rende difficile ricavare la portata media giornaliera
di tempo asciutto in arrivo all’impianto.
•
I carichi di COD e BOD in ingresso, valutati come prodotto di portate e concentrazioni nel punto 2A prima definito, pur molto variabili nei diversi mesi, risultavano abbastanza prossimi a quelli teoricamente prevedibili in funzione dei residenti e delle industrie allacciati in quel momento.
•
La concentrazione di solidi sospesi totali nell’influente era modesta, a causa presumibilmente dei lunghi tempi di permanenza in fognatura ed alla presenza di
liquami industriali caratterizzati da un basso carico in termini di solidi sospesi
totali.
•
Il rapporto tra sostanza organica e TKN era mediamente superiore a quello riscontrabile su un liquame civile ed il rapporto medio ammoniaca/TKN era pari a
0,85; vi era sempre una certa presenza di nitrati, con concentrazioni nel punto
2A di campionamento mediamente comprese tra 2,5 e 3,5 mgN-NO3/L.
In merito alle condizioni operative dell’impianto, lo studio rilevava che:
•
•
vi era un modesto ispessimento del fango nella sedimentazione secondaria, non correlabile ad anomali valori di SVI, ma probabilmente al fatto che abbastanza frequentemente il sedimentatore si trovava ad operare in condizioni di elevato carico di solidi ed elevati carichi idraulici conseguenti all’invio delle portate sollevate dalla vasca di accumulo extra-pioggia;
vi era una riduzione molto modesta della componente volatile in digestione anaerobica (circa 6 punti percentuali), indice o di una modestissima biodegradabilità dello
stesso o di condizioni del processo di digestione non del tutto soddisfacenti; se i carichi volumetrici risultavano adeguati, così non era per i tempi di residenza, troppo
brevi per garantire una buona stabilizzazione del fango e una congrua produzione di
biogas. Veniva inoltre ipotizzata la possibilità che il volume utile del digestore (già
modesto in base ai dati di progetto) si fosse negli anni progressivamente ridotto, per
effetto dell’accumulo di materiale inerte conseguente alla presenza di fasi di griglia-
36
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•
tura ad ampia spaziatura ed al trattamento di consistenti aliquote di acque di pioggia
caratterizzate da una maggior presenza di sostanze inerti rispetto ai liquami fognari;
vi era una scarsa efficienza di disidratazione della nastro-pressa, alla quale infatti
veniva inviata una frazione molto modesta del fango da trattare.
Venivano infine indicati i seguenti interventi principali da attuare in maniera programmata per migliorare le condizioni operative e garantire il rispetto dei limiti previsti:
•
•
•
•
•
•
la sostituzione della griglia grossolana esistente con una a minore spaziatura (30 –
40 mm), compatibilmente con le problematiche di tipo idraulico inerenti il collettore
di adduzione e gli afflussi alla vasca volano;
la revisione della sezione di grigliatura secondaria, da attuarsi nel breve – medio periodo, prevedendo l’installazione di griglie fini di spaziatura non superiore ai 3 mm,
in grado di preservare le successive fasi di trattamento (ed in particolare la linea
fanghi) dagli apporti di corpi solidi non degradabili, in larga misura presenti soprattutto nella sezione di digestione anaerobica;
per conseguire tempi di residenza in digestione anaerobica almeno pari a 20 giorni,
erano previsti una serie di interventi: sin dal breve periodo, l’invio dei fanghi di supero ad un ispessimento di tipo dinamico o per flottazione, in grado di conseguire un
tenore di secco almeno del 4%; l’invio dei fanghi della filtrazione finale, non richiedenti una fase specifica di stabilizzazione, ad una linea di trattamento dedicata,
evitando quindi il loro invio in sedimentazione primaria; l’invio dei fanghi primari
ad uno dei due pre-ispessitori statici esistenti, in modo da garantire un loro tenore di
secco del 5%. Veniva inoltre suggerito di effettuare delle verifiche sperimentali mediante tracciante per determinare le reali condizioni idrodinamiche di funzionamento dei digestori (grado di miscelazione, presenza di cortocircuiti, ecc.) ed i reali tempi di permanenza del fango al loro interno;
prevedere, per quanto possibile sin dal breve termine, un potenziamento della sezione di disidratazione meccanica, con una o due nuove apparecchiature in grado di
provvedere una buona flessibilità gestionale ed una adeguata riserva;
il mantenimento degli esistenti volumi di nitrificazione, che si potevano ritenere sostanzialmente adeguati anche in previsione dei futuri limiti, purché venisse prevista
la sostituzione dell’esistente sistema di trasferimento dell’ossigeno con uno più efficiente ed in grado di garantire concentrazioni di ossigeno disciolto di 2,5 – 3
mgO2/L. La fase di pre-denitrificazione sarebbe invece risultata insufficiente, sia
come volumi che come disponibilità di carbonio organico, anche per la presenza di
circa 3 mgN/L di nitrati nel liquame fognario. Veniva quindi indicata la necessità
di una fase di post-denitrificazione alimentata con carbonio organico rapidamente
biodegradabile di fonte esterna, in grado di apportare, in condizioni invernali,
un’ulteriore rimozione di circa 5 mgN-NO3/L.
veniva suggerito, in una prospettiva di medio – lungo termine, la realizzazione di
un’altra unità di sedimentazione secondaria, sicuramente opportuna nel momento in
cui non risultasse tecnicamente ed operativamente possibile limitare il sollevamento
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•
•
delle acque di extra-pioggia all’impianto di depurazione alle ore di minor afflusso
dalla fognatura e per periodi limitati di tempo;
riguardo all’impiego ed alla funzione dei bacini aerati di equalizzazione a monte
della sedimentazione primaria, lo studio indicava che l’utilità di questa fase era abbastanza limitata mentre, per contro, essa poteva comportare la riduzione del contenuto di sostanza organica più rapidamente biodegradabile, a danno della fase biologica successiva di pre-denitrificazione.
l’ampliamento e/o l’integrale sostituzione della sezione di filtrazione terziaria, decisamente insufficiente rispetto alla potenzialità futura richiesta.
Degli interventi indicati, è stata adeguata ad oggi la fase di disidratazione, con il recente
approvvigionamento di una centrifuga ALFALAVAL completamente automatizzata da
25 m3/h.
4.5 Dati operativi attuali e criticità
Per valutare lo stato attuale di funzionamento della linea fanghi, sono stati analizzati i
dati contenuti nel registro di esercizio della linea acque e fanghi e i dati di portata
giornalieri forniti da Lura Ambiente per l’anno 2005.
Produzione di fanghi
Per definire i quantitativi e le caratteristiche dei fanghi prodotti dall’impianto, si è fatto
riferimento, dove possibile, agli attuali dati di funzionamento che sono stati confrontati
con i valori stimati per l’anno 2006 di cui al paragrafo precedente.
Sedimentazione primaria e produzione di fanghi primari
In testa alla sedimentazione primaria viene ancora ricircolata l’acqua di controlavaggio
dei filtri terziari. Qualsiasi misura dei fanghi estratti da questa sezione comprende quindi sia i fanghi primari che quelli terziari. Il contributo di questi ultimi è probabilmente
attualmente modesto, dato che i filtri sono sottodimensionati rispetto alle portate attuali
e dovrebbero quindi ricevere solo una parte della portata in uscita dalla sedimentazione
secondaria. La valutazione della quantità di solidi decantati attualmente in sedimentazione primaria è stata condotta a partire dai seguenti dati:
-
portata liquida trattata in sedimentazione primaria (Q),
-
concentrazione di solidi sospesi nel flusso liquido in ingresso alla sedimentazione primaria (cSS,IN) ed in uscita dalla stessa (cSS,OUT),
-
portata giornaliera estratta dalla sedimentazione primaria (QsedI in m3/d),
-
tenore in secco del fango sedimentato (SSsedI %),
-
percentuale di sostanza volatile rispetto ai solidi totali nel fango sedimentato
(SVsedI %).
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Dato che la frequenza di misura della concentrazione di solidi nel flusso è inferiore a
quella della misura di portata, i dati mancanti sono stati valutati mediante media mobile.
In Tabella 4.3, si riportano i principali parametri aggregati delle serie di dati sopra elencati.
Tabella 4.3: Principali parametri aggregati delle serie di dati analizzati.
Grandezza
media
annuale
deviazione
standard
media
mensile
deviazione
standard
massimo
giornaliero
massimo
mensile
minimo
giornaliero
minimo
mensile
cSS,IN [mg/L]
157,0
93,3
155,1
22,4
740,0
213,5
5,0
121,4
cSS,OUT [m3/d]
85,2
65,4
86,4
36,6
420,0
191,7
10,0
35,0
Q [m /d]
39.367
10.496
38.958
6.997
78.180
55.512
14.999
22.993
QsedI [m3/d]
76,0
60,2
77,9
34,0
400,0
153,3
1,0
31,1
SSsedI [%]
3,66
0,83
3,63
0,41
5,70
4,44
0,60
2,62
SVsedI [%]
64,65
4,40
64,35
4,06
71,90
70,93
49,40
57,17
3
Il carico di fanghi primari estratti in termini di solidi totali (CfI,SS) e di solidi volatili
(CfI,SV) è stato quindi valutato come:
CfI,SS,estratti [kgSS/d]= QsedI [m3/d] ⋅SSsedI [kgSS/100 kg] ⋅ 0,1[m3/100 kg]
CfI,SV,estratti [kgSV/d] = CfI,SS [kgSS/d]⋅ SVsedI [%]/100
Per verifica, è stato poi calcolato il carico di fango rimosso dal trattamento di sedimentazione primaria (CfI,SS,rimosso), come prodotto della portata di liquame trattata per la differenza tra concentrazione di solidi volatili in ingresso ed in uscita dal trattamento stesso e, da questo, il carico corrispondente in termini di solidi volatili:
CfI,SS,rimosso [kgSS/d]= Q [m3/d]·(cSS,IN - cSS,OUT)[kgSS/m3]
CfI,SV,rimosso [kgSV/d] = CfI,SS,rimosso [kgSS/d] ⋅ SVsedI [%]/100
I valori giornalieri ottenuti, in termini di solidi volatili, sono riportati in Figura 4.2. Si
nota la notevole variabilità del carico giornaliero, che presenta valori compresi tra 0 e
più di 8.000 kgSV/d.
I valori medi annuali del carico giornaliero di fango estratto e rimosso sono risultati rispettivamente pari a:
CfI,SS,estratti = 1600 kgSS/d
CfI,SV,estratti = 1000 kgSV/d
CfI,SS,rimossi = 3000 kgSS/d
CfI,SV,rimossi = 1900 kgSV/d
La discrepanza tra i carichi medi di fanghi primari rimossi dalla sedimentazione ed estratti dalla stessa potrebbe essere indicativa di un accumulo del fango nelle tramogge
delle vasche di sedimentazione primaria. L’entità di tale accumulo sarebbe valutabile
come differenza tra il fango complessivamente rimosso e quello estratto, come mostrato
in Figura 4.3. Sulla base del grafico, si osserverebbe un consistente accumulo del fango
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nei primi due mesi dell’anno, ed un successivo mantenimento della quantità accumulata
durante i mesi successivi. Tuttavia, il valore della massa di fango accumulata, risulta incompatibile con le volumetrie della vasche di sedimentazione (9000 m3), in quanto corrisponderebbe ad una concentrazione di solidi media pari a circa 22 kgSV/m3, evidentemente non realistico. Ciò ha portato ad escludere i dati relativi ai primi due mesi di funzionamento, che presentano una forte ed ingiustificata discrepanza tra carichi di fango
rimossi dal flusso liquido ed estratti dal sedimentatore. I carichi di fango primario sono
quindi stati ricalcolati sui dati relativi al periodo marzo-novembre 2005 (i dati relativi al
mese di dicembre sono risultati incompleti); i valori ottenuti sono i seguenti:
CfI,SS,rimossi = 2400 kgSS/d
CfI,SV,rimossi = 1600 kgSV/d
CfI,SS,estratti = 1900 kgSS/d
CfI,SV,estratti = 1200 kgSV/d
Come carico di fango primario alimentato alla digestione per i successivi calcoli di fattibilità della co-digestione, è stato assunto il valore di 3000 kgSS/d, pari al massimo tra i
due carichi precedentemente calcolati, ulteriormente incrementato del 25% per tener
conto dell’elevata variabilità riscontrata nei dati di funzionamento.
Figura 4.2: Carico giornaliero di fango primario rimosso dal trattamento di sedimentazione ed estratto dallo stesso. La linea continua corrisponde alla media mobile su 30 giorni.
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Figura 4.3: Valore cumulato dei sospesi rimossi in sedimentazione primaria e dei fanghi estratti
dalla tramoggia del sedimentatore (con relative rette interpolanti) e differenza tra le due curve
(“accumulato”).
Si osserva che il valore così assunto (in base agli attuali dati di esercizio e ipotizzando
trascurabile l’attuale apporto di fanghi terziari) risulta nettamente inferiore alle stime
condotte in precedenza (Bonomo, 2003). Peraltro la minor produzione di fango primario
non può essere attribuita ad un cattivo funzionamento della sedimentazione primaria. Il
suo rendimento, in termini di solidi sospesi, è risultato infatti pari al 60% (media
dell’anno 2005, Figura 4.4) e quindi complessivamente soddisfacente, pur con notevole
variabilità.
Questa discrepanza era già stata messa in luce nel precedente studio. Si osservi che anche ipotizzando un apporto specifico di solidi nullo per le utenze industriali ed attribuendo ai soli utenti civili (circa 100.000 AE al 2006) una produzione specifica di fango
primario di 54 gSST/AE/d, si otterrebbe un valore complessivo di 5.400 kgSST/d, più
che doppio rispetto ai valori attualmente estratti dalla sedimentazione.
L’anomalia di comportamento va attribuita al basso contenuto di solidi sospesi nei reflui
alimentati al depuratore. La relativa concentrazione, relativa al collettore in ingresso
all’impianto, è risultata infatti compresa nell’intervallo 10 - 300 mgSS/L (ad esclusione
di un dato anomalo pari a 420 mg/L) con un valor medio annuale di soli 66 mg/L.
Valori così bassi non trovano giustificazione, come appena evidenziato, neppure ammettendo la completa assenza di materiale sospeso nella componente industriale dei reflui né significativa sedimentazione in rete dei solidi sedimentabili di origine civile.
L’argomento merita un futuro approfondimento con dettagliati accertamenti analitici e
con esame delle condizioni di alimentazione e di funzionamento dell’intero sistema di
collettamento a monte del depuratore.
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Figura 4.4: Andamento del rendimento del trattamento di sedimentazione primaria durante l’anno
2005.
Trattamento biologico e fanghi secondari
La valutazione della quantità di solidi prodotti dal trattamento biologico (fanghi biologici) è stata condotta a partire dai seguenti dati:
-
portata giornaliera di fanghi estratti dalla sedimentazione secondaria (QsedII in
m3/d),
-
tenore in secco del fango di ricircolo (SSsedII %),
-
percentuale di sostanza volatile rispetto ai solidi totali (SVsedII %).
Come già detto per la stima dei fanghi primari, dato che la frequenza di misura della
concentrazione di solidi nel flusso è inferiore a quella della misura di portata, i dati
mancanti sono stati valutati mediante media mobile.
In Tabella 4.4, si riportano i principali parametri aggregati delle serie di dati sopra elencati.
Tabella 4.4: Principali parametri aggregati delle serie di dati analizzati.
Grandezza
media
annuale
deviazione
standard
media
mensile
deviazione
standard
massimo
giornaliero
massimo
mensile
minimo
giornaliero
minimo
mensile
QsedII [m3/d]
533,6
236,3
523,8
146,2
1.480,0
835,3
7,0
183,1
SSsedII [%]
8,61
2,16
8,61
1,66
13,60
11,22
3,30
4,99
SVsedII [%]
73,77
1,42
73,60
1,20
76,50
75,57
70,70
71,55
Come per i fanghi primari, il carico di fanghi secondari, in termini di solidi totali (CfI,SS)
e di solidi volatili (CfI,SV), è stato quindi valutato come:
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CfII,SS [kgSS/d] = QsedII⋅[m3/d] ⋅ SSsedII [kgSS/100 kg] ⋅ 0,1[m3/100 kg]
CfII,SV [kgSV/d] = CfII,SS [kgSS/d]⋅ SVsedII [%]/100
I valori giornalieri ottenuti, in termini di solidi volatili, sono riportati in Figura 4.5. Anche per l’estrazione di fanghi secondari, si nota una notevole variabilità del carico giornaliero, che presenta valori compresi tra 0 e 8000 kgSV/d, ad eccezione di un unico valore estremo pari a 12000 kgSV/d. I valori medi annuali del carico giornaliero di fango secondario estratto sono risultati pari a:
CfII,SS = 4400 kgSS/d,
CfII,SV = 3100 kgSV/d
Confrontando tali dati con i valori di stimati al 2006 (Bonomo, 2003), pari a 5160
kgSS/d, si osserva una discrepanza del 15%, decisamente più contenuta rispetto a quella
riscontrata per la produzione di fanghi primari.
Figura 4.5: Carico giornaliero di fango secondario estratto dalla sedimentazione secondaria. La linea continua corrisponde alla media mobile su 30 giorni.
Sempre relativamente al trattamento secondario, è stato valutato l’andamento dei solidi
sospesi in vasca di ossidazione, riportato in Figura 4.6. Anche in questo caso, si assiste
ad una notevole variabilità del dato, che assume valori compresi tra 2 e 6 gSS/L, con
media annuale pari a 4,6 gSS/L. L’età media del fango (SRT) risulta quindi di circa 33
giorni.
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Figura 4.6: Andamento dei solidi sospesi in vasca di ossidazione.
Infine, è stata determinata la produzione specifica di fango del trattamento secondario
(PfII), determinata come rapporto tra il fango annualmente prodotto ed il carico di BOD
annualmente rimosso dal trattamento secondario (CBOD,rim), quest’ultimo determinato
come prodotto tra portata, concentrazione dell’influente secondario e rendimento medio
di rimozione (pari all’88,1%):
PfII = CfII,SV [tSV/a]/CBOD,rim[tBOD/a] = 1020/1384 = 0,69 tSV/tBODrim.
La produzione specifica di fango risulta alquanto elevata, tenendo conto dell’età media
del fango del trattamento biologico e dalla presenza del trattamento di sedimentazione
primaria.
Dai dati di funzionamento riportati, è infine lecito attendersi che il fango biologico prodotto mostri scarsa putrescibilità e sia sufficientemente stabilizzato da non richiedere
una ulteriore fase di stabilizzazione.
A questo riguardo, la Water Environment Federation statunitense (WEF, 1995), indica
che un fango biologico può ritenersi stabilizzato quando sia verificata la seguente disequazione:
Temperatura·SRT ≥ 300 (°C d)
Per l’impianto di Caronno Pertusella, assumendo una temperatura media annuale di
15°C ed un SRT medio di 33 giorni, si ottiene un valore del prodotto Temperatura·SRT
prossimo a 500 °C d.
Fanghi da filtrazione
Non sono, come già detto, disponibili dati utili alla quantificazione separata della produzione di fanghi terziari, che vengono estratti dal sedimentatore primario insieme con i
fanghi primari.
Produzione complessiva di fanghi
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L’andamento complessivo della produzione di fanghi, calcolato come somma dei fanghi
estratti dalla sedimentazione primaria e secondaria è riassunto in Figura 4.7. Il rapporto
tra carico giornaliero medio ed carico massimo giornaliero risulta pari a 3, ad indicare
una elevata variabilità giornalieri di questi quantitativi. Tale variabilità si ripercuote negativamente sul funzionamento delle unità di processo che compongono la linea fanghi
ed in particolare sul trattamento di digestione anaerobica ed andrà certamente ridotta
mediante una gestione più controllata e regolare di questi flussi.
Figura 4.7: Carico giornaliero di fango estratto dalla linea acque (fango primario + fango secondario). La linea grigia corrisponde alla media mobile su 30 giorni.
Pre-ispessimento
I dati di esercizio dell’anno 2005 relativi a:
-
portata giornaliera estratta dal pre-ispessimento (Qisp in m3/d),
-
tenore in secco del fango ispessito (SSisp %),
-
percentuale di sostanza volatile rispetto ai solidi totali (SVisp %),
non sono stati sufficienti a valutare la portata in massa estratta dal pre-ispessimento. Infatti, osservando l’andamento dei pochi dati relativi al tenore in solidi volatili del flusso
estratto dall’ispessimento, si nota come essi siano, in alcuni casi, analoghi a quelli che
caratterizzano il fango primario, e quindi relativi all’ispessitore alimentato con tale fango, in altri casi, analoghi a quelli del fango secondario, e quindi relativi all’ispessitore
alimentato con tale fango (Figura 4.8). I dati relativi al tenore in solidi volatili permetterebbe, quindi, di capire da quale ispessitore viene operata, di giorno in giorno,
l’estrazione di fango. Tuttavia, la maggioranza dei dati di portata giornaliera estratta dal
pre-ispessimento non è corredata da un corrispondente dato di concentrazione di solidi.
Per tali dati di portata non è dunque possibile determinare da quale ispessitore il flusso
derivi, né è lecita alcuna assunzione relativa al relativo tenore in solidi, rendendo così
impossibile il calcolo del carico di fango estratto dal trattamento.
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Figura 4.8: Confronto tra il tenore in solidi volatili del flusso estratto dal pre-ispessimento con quello relativo ai fanghi primari e secondari.
Sulla base dell’ipotesi fatta ed assumendo come dati relativi all’ispessitore per i fanghi
primari quelli con tenore di solidi volatili inferiori al 70%, e come dati relativi
all’ispessitore per i fanghi secondari quelli con tenore di solidi volatili superiore al 70%,
è stato stimato il tenore di solidi medio del flusso uscente da ciascun ispessitore, che è
risultato pari a:
Ispessitore fanghi primari:
STmedio = 4,2%
Ispessitore fanghi secondari: STmedio = 3,5%
Digestione anaerobica
Sono stati analizzati i dati relativi alla concentrazione di solidi nel digestore primario, il
solo in funzione durante l’anno 2005 (‘digestore B’), riportati in Figura 4.9. La forte variabilità dei dati riflette la variabilità dei carichi estratti dalla linea fanghi (Figura 4.7) e
la variabilità dell’efficienza del processo di digestione. Non essendo disponibili dati relativi ai flussi giornalieri estratti dal digestore secondario ed inviati alla disidratazione,
non è possibile effettuare una valutazione puntuale del rendimento di rimozione dei solidi volatili in digestione. Tuttavia, gli andamenti mostrati in Figura 4.9 sono chiaramente indicatori di un digestore operato in condizioni fortemente non stazionarie, condizioni
che precludono l’ottimizzazione del complesso processo biologico di digestione anaerobica.
E’ stato, infine, confrontato il tenore in solidi volatili nel flusso estratto dal preispessimento, ed alimentato al digestore primario, con quello estratto dalla digestione
secondaria; tale confronto dà un’indicazione, per quanto sommaria, del rendimento di
metanizzazione. Come atteso, si ricava una riduzione media del tenore di solidi volatili
decisamente bassa e pari del 4,8% (Figura 4.10).
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Figura 4.9: Andamento dei solidi in uscita dal digestore anaerobico durante l’anno 2005.
Figura 4.10: Differenza tra il tenore di solidi volatili, espresso come % rispetto ai ST, nel fango ispessito e nel fango in uscita dal secondo stadio di digestione.
Focalizzando l’attenzione sulla sezione di digestione anaerobica, è stata valutata la produzione teorica di biogas ottenibile in condizioni di funzionamento allo stato stazionario
e considerando i seguenti flussi medi annui di esercizio alimenti (si sono trascurate le
perdite di solidi nel trattamento di pre-ispessimento):
Fanghi primari:
SS = 2400 kgST/d,
SV=64%,
U=95,8%
Fanghi secondari:
SS = 4400 kgST/d,
SV=74%,
U=96,5%
La miscela in ingresso al digestore presenta quindi le seguenti caratteristiche:
SS = 6800 kgST/d,
SV = 4780 kgSV/d,
Peso umido = 183 t/d,
SV = 70 %,
densità = 1008 kg/m3,
U = 96,3%,
portata = 181 m3/d.
Considerando che attualmente vi è in esercizio un solo digestore primario, del volume
utile assunto pari a 2700 m3, si ricavano i seguenti dati di funzionamento medi in termini di carico volumetrico (Cv) ed di tempo di residenza idraulico (HRT):
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Cv =
4780 kg SV d
kg
= 1,8 3 SV
3
2700 m
m ⋅d
HRT =
2700 m 3
= 14,9 d
181 m 3 /d
Si può notare che, seppur il carico volumetrico risulti adeguato, il tempo di residenza
idraulico è inferiore ai 20 giorni normalmente adottati per garantire la completezza del
processo biologico in digestori anaerobici di fanghi di depurazione in condizioni mesofile.
E’ stata poi valutata la produzione di biogas teorica in base alla formulazione di Pöpel,
secondo la quale la produzione teorica di biogas (g), in funzione del carbonio gassificato, può essere stimata come:
g = 1,866 ⋅ (1 − 0 , 775 ⋅ 10 − xT )
[mn3 kg-1C]
dove: T = temperatura di digestione (°C)
x=
1, 204
( N / C)
0,00144
+ 0,1094⋅10−3 ⋅ ( N / C)−2,11
essendo N/C il rapporto tra azoto e carbonio presente nei fanghi.
La produzione effettiva a tempo infinito si calcola poi, a partire da quella teorica (g),
moltiplicandola per un coefficiente riduttivo k, pari a 0,6-0,7 per digestori ad alto carico, che tiene conto dell’incompletezza del processo di digestione.
La produzione di gas ottenibile in corrispondenza del tempo di digestione (gt) si calcola
dalla:
gt = k · g · (1- 10-y·t) [mn3 kg-1C]
dove y, per digestori sempre agitati e riscaldati, dipende dalla temperatura di digestione
secondo la:
y = 0,015 ·[100,0308 ·T -1,59 · 10-3 100,0865·T - 3,63 · 10-6 100,1374 ·T]
Si ricava, infine, la produzione specifica di gas (G):
G = gt · csv
[mn3 /kgSV]
dove: csv = frazione (in peso) di carbonio nei solidi volatili del fango fresco.
Assumendo per il caso in esame:
•
un rapporto N/C pari a 0,102 per i fanghi primari e pari a 0,237 per i secondari,
•
una frazione di carbonio nei solidi volatili pari al cSV = 0,52,
•
un fattore di sicurezza k = 0,6 (al limite inferiore dell’intervallo per tener conto del
basso valore di HRT),
•
una temperatura di digestione T = 34oC,
•
un tempo di digestione pari all’HRT,
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si quantifica una produzione specifica pari a 0,47 e 0,34 mn3biogas/kgSValimentato rispettivamente per i fanghi primari e secondari. Adottando tali produzioni specifiche, ci si potrebbe attendere una produzione di biogas pari a circa 1800 mn3/d, a fronte di un valore
reale che non è noto con precisione, ma che è stata valutato in via molto approssimativa sulla base delle indicazioni fornite da Lura Ambiente, in 1.450 mn3biogas/d.
Dal dato di 1800 mn3/d è poi possibile supporre la quantità di solidi volatili ridotti, assumendo la seguente relazione stechiometrica tra gas prodotto e solidi volatili gassificati:
g/SV = 1,866 m3n/kgCgassificato · 0,52 kgCgassificabile/kgSV = 0,97 m3n/kgSVgassificato
Risulta una riduzione di solidi per gassificazione pari a:
SVridotti = (1800 mn3/d) /(0,97 m3n/kgSVgassificato) = 1850 kgSVgassificati/d,
SVdopo digestione = 4780 - 1850 = 2630 kgSVdopo digestione/d
che corrisponde ad una riduzione pari a 1850/4780 = circa il 39% del carico di solidi
volatili alimentati al digestore.
Considerando che i solidi non volatili (pari a 6800 - 4780 = 2020 kgSNV) non subiscono
riduzione nel digestore, il tenore di solidi volatili in uscita da questo risulta pari a:
2630 / (2020 + 2630) = circa 57%,
corrispondente ad una riduzione di 13 punti percentuali tra ingresso ed uscita. Tale riduzione attesa risulta superiore a quella media riscontrata sui dati di esercizio 2005 e pari
al 4,8%, a confermare che la digestione anaerobica non riesce ad operare in condizioni
ottimali in maniera continuativa, pur osservandosi alcuni punti (Figura 4.10) nei quali la
riduzione di volatili si avvicina a 10 punti percentuali. Le cause più probabili di tale
scarsa resa possono essere identificate in:
- condizioni non ottimali di gestione del processo: temperatura, eccessiva variabilità
delle condizioni di carico del digestore, insufficiente tempo di residenza idraulico;
- scarsa putrescibilità dei fanghi data dall’elevata età del fango che caratterizza il trattamento biologico;
Tale situazione conferma quanto in precedenza indicato nello studio del 2003 e per riportare non solo i digestori, ma l’intera linea fanghi a condizioni di efficienza, mantenendo l’attuale scenario di digestione dei soli fanghi di depurazione, sarebbero necessari
gli interventi suggeriti nello studio e qui brevemente richiamati:
- invio dei fanghi della filtrazione finale ad una linea di trattamento dedicata;.
- aumento del grado di ispessimento dei fanghi biologici, mediante un ispessimento
dinamico per aumentare l’HRT della digestione anaerobica. Ipotizzando di ispessire i
fanghi secondari al 4%, ad esempio mediante centrifughe o flottatore DAF, ed i fanghi primari al 6%, i digestori si troverebbero ad operare con un HRT di 18,2 d, che
permetterebbe di migliorare le rese di gassificazione aumentando la completezza del
processo. La digestione anaerobica di fanghi biologici aventi età del fango molto elevata produce comunque limitati quantitativi di biogas.
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Disidratazione e smaltimento finale
Dai dati di esercizio relativi all’anno 2005, si ricavano i seguenti tenori medi per la disidratazione in nastropressa ed in centrifuga:
Umidità media (%)
SV (% su ST)
% del flusso trattato
Centrifuga
23,1
76,9
0,90
Nastropressa
17,2
82,8
0,10
Si può assumere quindi che il fango a smaltimento abbia le seguenti caratteristiche medie:
Udis = 77,5 %,
SVdis = 66,0%
I dati relativi ai quantitativi mensili di fango smaltiti nel 2005 sono riportati in Tabella
4.5.
Tabella 4.5: Dati di smaltimento finale fanghi per l’anno 2005
MESE
t/mese
MESE
t/mese
GENNAIO
435
LUGLIO
492
FEBBRAIO
623
AGOSTO
230
MARZO
857
SETTEMBRE
350
APRILE
526
OTTOBRE
283
MAGGIO
491
NOVEMBRE
505
GIUGNO
691
DICEMBRE
328
TOTALE 2005
5.812
Il peso umido totale dei fanghi digeriti e disidratati smaltiti nel 2005 risulta pari a 5812
t/anno. Ipotizzando che essi siano caratterizzati dal tenore di umidità e di solidi volatili
sopra-indicati, tale peso umido corrisponde a:
SSsmaltiti = 5812 ttq a-1 × 1000 kg/t : 365 d a-1 × (1-0,775) kgSS/kgtq =
= circa 3580 kgSS/d
SVsmaltiti = 3580 × 0,66 = circa 2360 kgSV/d
Un’ulteriore testimonianza della variabilità dei flussi trattati dalla linea fanghi è data
dall’analisi del dato di smaltimento mensile mediato sul quinquennio 2000-2005 (Figura
4.11). Per un periodo di circa 4 mesi i quantitativi mensili risultavano superiori del 3%
rispetto alla media annua. Tale comportamento appare decisamente significativo se si
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considera l’effetto di equalizzazione dovuto all’intera linea fanghi e che il dato riguarda
il valore medio mensile.
E’, in conclusione, da ritenersi un intervento prioritario quello di ottimizzazione della
gestione dei flussi di fango estratti dal sedimentazione al fine di regolarizzarne l’apporto
a giovamento delle rese di riduzione dell’intera linea fanghi.
Figura 4.11: Smaltimento mensile dei fanghi; dato medio relativo al quinquennio 2000-2005 e relativo intervallo di confidenza al 95%. La barra rossa indica il valor medio complessivo.
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5. VERIFICHE DI PROCESSO SULLA PROPOSTA DI CO-DIGESTIONE
SOTTOPOSTA A LURA AMBIENTE SRL
La proposta di co-digestione sottoposta a Lura Ambiente dal Proponente prevede il trattamento di 27.000 tFORSU/a, corrispondente ad un flusso giornaliero, calcolato considerando un approvvigionamento distribuito su 300 giorni all’anno, pari a 90 tFORSU/d. Per
la FORSU, il Proponente ha ipotizzato la composizione merceologica riassunta in
Tabella 5.2. Trattandosi di FORSU derivante da raccolta differenziata e da raccolta
presso grandi utenze, la composizione merceologica ipotizzata risulta in linea con i dati
proposti in letteratura per questo tipo di rifiuti. Ad esempio, Favoino et al. (2000), analizzando la frazione organica raccolta in maniera differenziata in 17 comuni dell'hinterland milanese nel marzo 1998 hanno documentato che la percentuale di materiali non
compostabili si situava tra lo 0,7 e il 6,3% con un valor medio attorno al 3-4% (Tabella
5.1)
Tabella 5.1: Frazione compostabile rilevata nella FORSU ottenuta per raccolta differenziata in alcuni Comuni dell'hinterland milanese e della provincia di Padova.
Il Proponente prevede il 12% sul peso umido di materiali estranei (plastica, inerti, lignocellulosico, metalli, ecc.). Tuttavia, per una convalida dei dati assunti, sarebbe necessario predisporre una campagna di campionamento e misura specifica per il bacino di utenza presso il quale si intende raccogliere il rifiuto organico.
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Secondo la proposta, la FORSU da inviare a digestione viene preventivamente pretrattata mediante:
-
sfibratore,
-
magnete per la separazione della componente ferrosa,
-
ulteriore sfibratore,
-
hydropulper operante al 93% di umidità,
-
centrifugazione di preispessimento ad un’umidità di 89%.
Tabella 5.2: Composizione merceologica del flusso di FORSU ipotizzato dal Proponente.
Frazione merceologica
materiale organico
ligneo-cellulosico
carta e cartone
Vetro
Metalli
Inerti
plastica leggera
plastica dura
Tessili
Poliaccoppiati
Umidità della miscela (%)
Solidi totali della miscela (ST %)
%peso umido
88
2
3
1
1
1
1
1
1
1
Umidità (%)
73
60
20
10
0
20
35
25
50
30
67,7
32,3
La frazione di SV del materiale a valle dei pretrattamenti e da inviare a digestione, assunta dal proponente pari all’85%, risulta all’interno dell’intervallo proposto in letteratura (70-90%, Pavan et al., 2000; APAT, 2005) e compatibile con la composizione merceologica riportata in Tabella 5.2. Tuttavia, nelle valutazioni che seguono, tale percentuale è stata cautelativamente assunta pari all’80%, valor medio dell’intervallo soprariportato.
Sulla base dei dati della Tabella 5.2 e nell'ipotesi di rimuovere tutti gli scarti non gassificabili, la riduzione della sostanza solida nei pretrattamenti risulta pari al 10%.
Secondo l’ipotesi del Proponente, il flusso di FORSU pretrattata è poi inviato ad uno dei
due digestori anaerobici. Il Proponente non riporta valutazioni di processo sul funzionamento del digestore rimanente alimentato con soli fanghi. La verifica del funzionamento della linea fanghi di seguito condotta fa dunque riferimento allo Schema 1, sulla
base delle seguenti osservazioni relative ai fanghi da digerire:
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-
Fanghi primari: si è adottata una produzione giornaliera di 3000 kgSS/d, aumentando cautelativamente del 25% la produzione media valutata sui dati di esercizio del 2005 per tener conto della discontinuità degli apporti di fango evidenziata dagli stessi dati di esercizio. Per tali fanghi si assume una frazione di solidi
volatili pari al 64% ed un’umidità, in uscita dall’ispessitore, pari al 95,8%.
-
Fanghi secondari: si è adottata la stima riportata da Bonomo (2003), e pari a
5160 kgSS/d che ben rispecchiava la produzione stimata in base ai dati di esercizio 2005. Per tali fanghi si assume una frazione di solidi volatili pari al 74% ed
un’umidità, in uscita dall’ispessitore, pari al 96,5%.
-
Fanghi terziari: non avendo dati a disposizione per valutare la produzione di
fanghi terziari, ed in previsione delle future necessità di potenziamento della filtrazione terziaria e di rimozione del fosforo, è stata adottata la stima riportata
nello studio 2003 (2003) e pari a 2183 kgSS/d. Per tali fanghi si assume una frazione di solidi volatili pari al 74% ed un’umidità, in uscita dall’ispessitore, pari
al 95,8%.
In relazione a tale schema, le caratteristiche del flusso alimentato ai digestori primari
sono riassunte in Tabella 5.3.
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Tabella 5.3: Flussi di massa alimentati ai digestori primari secondo lo Schema 1.
FLUSSI
al DIGESTORE
al DIGESTORE FORSU
FANGHI
ST (kg/d)
10.343
26.131
SV (kg/d)
7.337
20.904
NSV (kg/d)
3.006
5.226
SV/ST
0,71
0,80
Umidità (%)
96,2
89,0
271
237
densità (kg/m )
1.008
1.018
portata (m3/d)
269
233
peso umido (t/d)
3
Sulla base dei dati riportati in Tabella 5.3, sono stati determinati i parametri di funzionamento dei digestori:
Digestore fanghi
Digestore FORSU
Cv (kgSV m-3 d-1)
2,7
7,7
HRT (d)
10
11,4
Si può notare che i parametri di funzionamento sono inadeguati a garantire un buon rendimento di digestione anaerobica, infatti:
-
il digestore dedicato alla FORSU presenta un carico organico situato oltre al limite superiore del campo di funzionamento del processo di digestione anaerobica ad umido per questo substrato (pari a 2÷4, con punte fino a 6 kgSV m-3 d-1,
APAT, 2005); inoltre, anche il tempo di residenza idraulico risulta decisamente
basso;
-
per il digestore dedicato ai fanghi, seppur il carico volumetrico risulti accettabile, il tempo di residenza idraulico è decisamente inferiore ai valori consigliabili
per garantire la completezza del processo biologico in digestori anaerobici di
fanghi di depurazione in condizioni mesofite.
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Il proponente prevede una riduzione dei solidi volatili nel digestore alimentato con la
FORSU pari al 30%. Tale valore è inferiore ai valori che si ritrovano in letteratura per la
digestione ad umido della FORSU. Ad esempio APAT (2005) riporta rimozioni medie
tra il 50 ed il 60% con valori massimi fino al 75%. Tuttavia, in considerazione dell’alto
carico e del basso tempo di residenza per il digestore FORSU, si ritiene che il rendimento di gassificazione sarebbe molto limitato e che il valore indicato dal proponente (30%
di riduzione dei volatili), pur inferiore ai valori riportati in letteratura, non possa essere
assicurato con continuità.
Un altro aspetto critico, relativo alla modalità di conduzione del digestore primario ipotizzata dal proponente, risiede nel tenore in solidi a cui il reattore si troverebbe ad operare che, considerando il tenore in secco del flusso alimentato ed un rendimento di gassificazione degli SV pari al 30%, si attesta attorno all’8,6%. Un tenore in secco così elevato non appare compatibile con l’attuale modalità di miscelazione del digestore.
In conclusione, si ritiene che tale schema operativo non fornisca le necessarie garanzie.
Nel prossimo paragrafo verranno analizzati gli scenari alternativi a quello delineato del
Proponente, pensati per ricondurre la sezione di digestione anaerobica ad operare in
condizioni ottimali, che possano fornire maggiori garanzie di buon funzionamento.
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6. ANALISI DI ALTERNATIVE TECNICHE DI DIGESTIONE FANGHI
PRIMARI E FORSU
L’esperienza ancora abbastanza limitata sui sistemi di co-digestione, uniti alla ampia variabilità delle indicazioni di letteratura e dei risultati ottenuti con esperienze a piena scala indica l’opportunità di adottare parametri di dimensionamento cautelativi in grado di
assicurare un efficiente e regolare svolgimento del processo, con la corrispondente produzione attesa di biogas.
Si assumono quindi quali indicazioni di progetto per la valutazione delle alternative nel
seguito presentate i seguenti parametri:
Cv (kgSV m-3 d-1) ≤ 3,5
HRT (d)
≥ 18 giorni
Si riportano a titolo di confronto i parametri suggeriti da APAT (2005):
Cv (kgSV m-3 d-1) = tra 1 e 4, fino a 6
HRT (d)
= tra 10 e 15, fino a 30
Per poter soddisfare i requisiti sopra-elencati, è possibile adottare i seguenti provvedimenti:
-
Modificare, come suggerito precedentemente, l’attuale linea di trattamento fanghi, inviando i fanghi secondari e terziari alla disidratazione finale, previo preispessimento dinamico; tale alternativa appare ragionevole in considerazione
dell’elevato grado di stabilizzazione dei due flussi di fanghi. Questo intervento
permette di ridurre sia il carico volumetrico sia l’HRT del digestore dedicato ai
fanghi.
-
Ridurre il quantitativo di FORSU trattata, per ridurre il carico volumetrico del
digestore dedicato alla FORSU.
-
Ridurre il tenore in secco nel digestore dedicato alla FORSU, per garantire
un’adeguata miscelazione ed evitare l’eccessiva stratificazione del materiale in
digestione.
Gli scenari analizzati sono due: il primo mantiene la digestione separata delle due matrici organiche (fanghi e FORSU), il secondo ipotizza di miscelarle ed alimentare la miscela ad entrambi i digestori primari (co-digestione). In entrambi i casi si è considerata
la disponibilità del digestore secondario utilizzato in serie ai due primari.
Il primo scenario è mostrato nel successivo schema 2 e prevede di mantenere due linee
distinte di digestione primaria, una per i fanghi ed una per la FORSU.
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Il secondo (schema 3), ipotizza di impiegare il flusso di fanghi primari come miscela diluente nella filiera di pretrattamento della FORSU, riducendo così il prelievo d’acqua
dalla linea acque. La miscela in uscita dal pretrattamento viene alimentata ad entrambi i
digestori primari, che si troverebbero quindi ad operare in condizioni di carico analoghe.
Si presentano qui di seguito i bilanci ed i flussi di massa per i due scenari sopra presentati.
6.1 Bilanci (massa, flussi, biogas) del processo di co-digestione
Schema 2
Per prima cosa, si analizzano i flussi di massa alimentati alla digestione anaerobica. Essi
sono stati calcolati in base alle seguenti assunzioni:
-
I flussi di solidi da trattare sono i seguenti:
•
FORSU: 13500 tumido/a corrispondenti a 14.500 kgSS/d (per 300
d/a),
•
Fanghi primari: 3000 kgSS/d (per 365 d/a),
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•
Fanghi secondari: 5160 kgSS/d (per 365 d/a),
•
Fanghi terziari: 2183 kgSS/d (per 365 d/a).
-
il digestore dedicato ai fanghi è alimentato con i soli fanghi primari, tal quali o
pre-ispessiti fino al 3,5% in secco nell’ispessitore statico esistente;
-
il flusso di FORSU trattata è stato ridotto di 1/2 per ridurre il carico volumetrico
del digestore FORSU;
Per quanto riguarda i pretrattamenti, si ipotizza di perdere il 10% della sostanza secca
contenuta nella FORSU e di uscire con una miscela al 7,5% in secco.
Alla sezione di digestione, risultano alimentati i flussi riportati in Tabella 6.1.
Tabella 6.1: Flussi in ingresso alla sezione di digestione.
Fanghi primari al digestore FORSU pretrattata al di gestore
SS [kgSS/d]
3.000
13.065
Umidità
0,965
0,925
VSS/TSS
0,64
0,80
peso umido t/d
85.714
174.204
densità kg/m3
1009
1012
portata (m3/d)
85
172
1.920
10.452
VSS (kg/d)
In base ai flussi in ingresso alla sezione di digestione, i risultanti parametri di funzionamento, per ciascuno dei due digestori, risultano i seguenti:
•
Per il digestore alimentato dalla FORSU:
-
Cv = 3,9 kgSV m-3 d-1
-
HRT = 15,7 d
Tali valori sono relative ai 5 giorni su 7 in cui viene conferita la FORSU. Il valori
mediati sulla settimana risultano inferiori e pari a:
-
Cv = 2,8 kgSV m-3 d-1
-
HRT = 22 d
•
Per il digestore alimentato dai fanghi primari:
-
Cv = 0,7 kgSV m-3 d-1
-
HRT = 31,8 d
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Il digestore alimentato con i fanghi primari risulta operare in condizioni di basso carico
ed elevato tempo di residenza idraulico, in condizioni di sottoalimentazione. Per quanto
riguarda il digestore dedicato alla FORSU, esso presenta un carico volumetrico accettabile, ed un tempo di residenza idraulico soddisfacente.
Tuttavia, appare evidente come i due digestori si trovino ad operare in condizioni di carico decisamente diverse e piuttosto sbilanciate per quanto riguarda i carichi volumetrici.
Per tale configurazione, la produzione di biogas in condizioni mesofile, è stata valutata
secondo la formulazione di Pöpel, già presentata precedentemente, assumendo per il caso in esame:
• un rapporto N/C pari a 0,102 per i fanghi primari e pari a 0,05 per la
FORSU (valore medio dell'intervallo 0,03 - 0,08, ASTER 2001),
•
una frazione di carbonio nei solidi volatili pari al cSV = 0,52,
•
un fattore di sicurezza k = 0,65,
•
una temperatura di digestione T = 34oC,
•
un tempo di digestione pari all’HRT,
si quantifica una produzione specifica pari a 0,52 e 0,50 mn3biogas/kgSValimentato rispettivamente per i fanghi primari e per la FORSU. Adottando tali produzioni specifiche, ci si
può attendere una produzione di biogas pari a circa 994 mn3/d dai fanghi primari e pari a
5226 mn3/d dalla FORSU. Tenendo conto che la FORSU viene alimentata per 300 d/a
mentre il fango primario per 365 d/a, la produzione complessiva di biogas su base annuale risulta di 1,9·106 mn3/a.
Ricordando che la quantità di solidi volatili ridotti è stata stimata assumendo una relazione stechiometrica tra gas prodotto e solidi volatili gassificati pari a 0,97
m3n/kgSvgassificato (paragrafo 4.5), risulta una riduzione di solidi per gassificazione pari a:
SVprimari,ridotti = (994 mn3/d) /(0,97 m3n/kgSVgassificato) = 1025 kgSVgassificati/d
SVFORSU,ridotti = (5226 mn3/d) /(0,97 m3n/kgSVgassificato) = 5388 kgSVgassificati/d
che corrisponde ad una riduzione media del 51,7% del carico di solidi volatili alimentati
al digestore.
L’aumento dell’umidità del flusso all’interno del digestore, dovuto alla degradazione
dei solidi volatili alimentati, porta ad operare i digestori ai seguenti tenori di umidità:
-
Digestore FORSU:
95,4%
-
Digestore fanghi primari:
98%
tenori compatibili con l’ipotesi di mantenere l’attuale sistema di miscelazione mediante
insufflazione di biogas.
Ipotizzando che nel digestore secondario si realizzi un ispessimento di ulteriori due punti percentuali che porta l’umidità al 96,2% al 94,2% e trascurando i solidi allontanati dal
surnatante del digestore secondario, si ottengono i seguenti flussi di massa alimentati alla successiva fase di disidratazione:
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-
SS:
9669 kg/d (di cui 7691 derivanti dalla FORSU)
-
SV:
5976 kg/d (di cui 5079 derivanti dalla FORSU)
-
peso umido: 166 t/d
Il flusso in uscita dal digestore viene avviato alla sezione di disidratazione, per la quale
si prevede un’umidità in uscita del 70% con grado di cattura dei solidi pari al 95%. In
uscita dalla disidratazione si prevede quindi un flusso umido pari a:
Fanghi umidi =
(7691[kg SS / d ] ⋅ 300[d / a ] + 1978[kg SS / d ] ⋅ 365[d / a ]) ⋅ 0,95
= 9.592 t/a
(1 − 0,70) ⋅ 1000[kg / t ]
Per quanto riguarda la linea di trattamento dei fanghi secondari e terziari, si prevede di
inviare tali flussi ad un ispessitore dinamico in grado di garantire un umidità in uscita
del 95% e di disidratare il flusso pre-ispessito fino ad un tenore di secco del 70% mediante centrifuga con grado di cattura dei solidi pari al 95%. Si ottiene, quindi il seguente flusso in uscita da questa linea di trattamento:
Fanghi umidi =
(5160[kg SS / d ] + 2183[kg SS / d ]) ⋅ 365[d / a ]⋅ 0,95
= 8.487 t/a
(1 − 0,70) ⋅1000[kg / t ]
da destinare allo smaltimento o all’essiccamento.
Schema 3
Lo schema proposto rappresenta la soluzione alternativa a quelle fino ad ora studiate,
secondo le quali la digestione di fanghi e FORSU viene condotta in digestori separati,
operanti in condizioni molto differenti. E’ infatti possibile ipotizzare di miscelare i due
flussi organici da stabilizzare, alimentando la miscela ad entrambi i digestori primari disponibili presso l’impianto (co-digestione).
Si procede quindi ad analizzare l’alternativa di co-digestione, come rappresentato nel
precedente schema 3. Si ipotizza quindi di impiegare i fanghi primari come miscela diluente da alimentare allo hydropulper nella filiera di pretrattamento della FORSU. Come nel precedente schema 2, si riduce il quantitativo di FORSU trattata rispetto alle
previsione del proponente, in questo caso del 33%, per ottenere un carico volumetrico
del digestore all’interno dell’intervallo ottimale.
I flussi di solidi trattare dalla linea fanghi sono gli stessi di quelli a previsti per lo scenario 2.
In questo scenario, non sarebbe, in linea di principio, necessario adottare un preispessimento dei fanghi primari alimentati alla linea di pretrattamento della FORSU; il
pre-ispessitore potrebbe eventualmente fornire un volume di equalizzazione del flusso
estratto dalla sedimentazione primaria nel caso possa funzionare a livello variabile. In
funzione dell’umidità dei fanghi primari ispessiti, potrà variare leggermente il flusso di
acqua di diluizione da fornire alla filiera dei pretrattamenti della FORSU.
Per quanto riguarda i pretrattamenti, si ipotizza di perdere il 10% della sostanza secca
contenuta nella FORSU e di uscire con una miscela al 7,5% in secco.
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Il flussi in ingresso ed in uscita dalla filiera dei pre-trattamenti, sono riassunti in Tabella
6.2. Sarà inoltre necessario fornire acqua di diluizione (138 m3/d), per raggiungere il
grado di umidità desiderato nel pulper (7,5%) e si produrranno 2045 kgSS/d di scarti,
corrispondenti a 1900 t/a al 32% di umidità.
Tabella 6.2: Flussi in ingresso ed in uscita dalla filiera dei pre-trattamenti.
Ingresso pretrattamenti
FORSU
Uscita pretrattamenti
Fanghi primari
ispessiti
FORSU
FORSU al netto
scarti
Miscela ai digestori
SS [kgSS/d]
3.000
20.453
18.408
21.408
Umidità
0,965
0,677
VSS/TSS
0,64
peso umido t/d
densità kg/m
3
portata (m3/d)
VSS (kg/d)
86
0,925
0,80
63
0,778
285
1.009
1.013
85
282
1.920
14.726
16.646
Si può osservare che, in questo scenario di co-digestione, la FORSU contribuisce per
l’86% ai ST e per l’88% ai SV complessivamente alimentati ai digestori.
In base ai flussi in ingresso alla sezione di digestione, i risultanti parametri di funzionamento, per ciascuno dei due digestori, risultano i seguenti:
-
Cv = 3,1 kgSV m-3 d-1
-
HRT = 19,2 d
I digestori risultano operare quindi nell’intervallo ottimale di funzionamento, con ampi
margini di cautela rispetto ai parametri operativi suggeriti in letteratura (APAT, 2005).
E’ opportuno sottolineare che questi valori si riferiscono alle condizioni che caratterizzano i 5 giorni alla settimana in cui il digestore è alimentato sia con FORSU sia con
fanghi primari. Il valor medio settimanale per gli stessi parametri operativi, calcolato tenendo conto che la FORSU non viene alimentata durante il fine settimana, risulta il seguente:
-
Cv = 2,3 kgSV m-3 d-1
-
HRT = 23,9 d
a maggior ragione adeguati a garantire un processo di digestione anaerobica stabile ed
efficace.
Per tale configurazione, la produzione di biogas in condizioni mesofile, è stata ancora
valutata secondo la formulazione di Pöpel, con le medesime assunzioni già riportate per
lo schema 2. Di conseguenza la produzione specifica di biogas è stata assunta eguale al
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caso precedente (0,52 e 0,50 mn3biogas/kgSValimentato rispettivamente per i fanghi primari e
per la FORSU), trascurando in prima approssimazione l'influenza della variazione del
tempo di ritenzione. Adottando tali produzioni specifiche, ci si può attendere una produzione di biogas pari a circa 994 mn3/d dai fanghi primari e pari a 7363 mn3/d dalla
FORSU. Tenendo conto che la FORSU viene alimentata per 300 d/a mentre il fango
primario per 365 d/a, la produzione complessiva di biogas su base annuale risulta di
2,57·106 mn3/a.
Ricordando la relazione stechiometrica tra gas prodotto e solidi volatili gassificati (v. paragrafo 4.5) pari a 0,97 m3n/kgSVgassificato, risulta il flusso di materie riportato
nello schema 3.
92,5
95,7
Figura 6.1: Schema di flusso riassuntivo per lo scenario 3.
La diminuzione dei solidi all’interno del digestore, dovuto alla gassificazione dei solidi
volatili alimentati, porta ad operare, nel digestore primario, ad un tenore di secco inferiore a quello in ingresso. e pari al rapporto tra il secco nel digestore e il secco in ingresso. Considerato che la riduzione del secco è pari a:
(21.408 - 12.224)/21.408 = 42,9%
il tenore di secco nel digestore risulta pari a (1 - 0,925) × (1 - 0,429) = circa 4,3% compatibile con l’ipotesi di mantenere l’attuale sistema di miscelazione mediante insufflazione di biogas.
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Ipotizzando che nel digestore secondario si realizzi un ispessimento che porti la siccità
al 6,5% (umidità del 93,5%) e trascurando i solidi allontanati con il surnatante del digestore secondario, il peso umido a valle del digestore risulta di:
12.224/0,065 = circa 190 t/d
Il flusso in uscita dal digestore viene avviato alla sezione di disidratazione, per la quale
si prevede un’umidità in uscita del 70% con grado di cattura dei solidi pari al 95%. In
uscita dalla disidratazione si prevede quindi un flusso umido pari a:
Fanghi umidi =
(10316[kg SS / d ] ⋅ 300[d / a ] + 1908[kg SS / d ] ⋅ 365[d / a ]) ⋅ 0,95
= 12.000 t/a
(1 − 0,70) ⋅ 1000[kg / t ]
Per quanto riguarda la linea di trattamento dei fanghi secondari e terziari, valgono le
stesse considerazioni già esaminate per lo schema 2, con una produzione di 8.487 t/a al
30% di secco.
Analizzando e confrontando gli scenari presentati, emergono le seguenti considerazioni:
-
lo schema 1, valutato nel Capitolo 5 e coincidente con lo scenario ipotizzato dal
Proponente, non appare percorribile perché comporterebbe parametri di funzionamento dei digestori primari non adeguati;
-
lo schema 2, che differisce dal primo per i seguenti aspetti:
i fanghi biologici e di filtrazione non sono sottoposti a digestione
si riduce di circa 1/3 il flusso di FORSU trattata
presenta parametri operativi per i digestori più soddisfacenti rispetto allo schema
1, ma è però caratterizzato da notevole difformità di esercizio tra i due di gestori
primari e non ne consente comunque la piena utilizzazione;
-
lo schema 3, che, rispetto al precedente, prevede la miscelazione dei fanghi primari, non precedentemente ispessiti, contestualmente al pretrattamento FORSU,
porta entrambi i digestori a lavorare nell’intervallo ottimale e consente un notevole aumento della produzione di biogas.
Apparendo lo scenario 3 quello più interessante, esso verrà considerato come quello di
riferimento sul quale dettagliare ulteriormente gli aspetti tecnici.
6.2 Descrizione ed adeguamenti tecnico-impiantistici richiesti
Nel seguito si esaminano in maggior dettaglio gli adeguamenti tecnico-impiantistici che
saranno necessari per realizzare lo scenario di co-digestione rappresentato in Figura 6.1.
L’insieme delle principali opere richieste può essere così sintetizzato:
area di ricevimento e stoccaggio della FORSU, coperta e dotata di sistemi per la deodorizzazione;
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sezione di pre-trattamento, atta a separare le frazioni biologicamente inerti (metalli,
vetro, plastica, poliaccoppiati, parti legnose grossolane), per evitarne l’accumulo
progressivo nei di gestori;
adeguamento dei due digestori primari, per garantire l’alimentazione e la miscelazione nelle nuove condizioni operative previste;
adeguamento della sezione di disidratazione;
realizzazione di un impianto di depurazione dei surnatanti.
A valle della disidratazione, come descritto in maggior dettaglio nel Capitolo 7, viene
inoltre prevista l’installazione di un impianto di essiccamento in grado di trattare sia il
materiale digerito che i fanghi secondari e terziari, consentendo quindi una drastica riduzione dei residui da inviare a smaltimento finale.
6.2.1 Potenzialità di conferimento
Nel capitolo precedente si è affermato che per sfruttare la capacità dei digestori è necessario alimentare 19.000 t/anno di FORSU. In tal caso il conferimento giornaliero sarà di
19.000 / 300 = 63,3 t/giorno. Avviando a codigestione i fanghi primari nella misura di 3
t/giorno di materia secca (3tSS/giorno) con una siccità del 3,5% il peso umido risulta
pari a 3 : 0,035 = 85,7 t/giorno.
Non si esclude tuttavia la possibilità di incrementare gradualmente l'apporto di FORSU
sia nel caso che gli apporti di fanghi primari siano inferiori a quanto previsto in questa
sede, sia nel caso che la rese dei digestori dimostrino margini operativi residui.
Si ritiene quindi opportuno tenere aperta la strada al trattamento di maggiori quantitativi
di FORSU (fino a 27.000 t/anno, pari al dato del Proponente).
Ai fini della stima economica, si è quindi ipotizzato che i pretrattamenti siano dimensionati per la massima potenzialità prevedibile di FORSU, pari a 27.000 t/anno di tal
quale, con densità di 0,4 t/m3 e tenore di secco del 32%. La percentuale di scarti massima di progetto è stata assunta pari al 10% in massa del tal quale. Il conferimento avverrà in 300 giorni all’anno, corrispondente a una massa giornaliera di 90 t/giorno. Il volume massimo conferibile sarà quindi pari a 90 t/giorno : 0,4 t/m3 = 225 m3/giorno.
L'impianto di pretrattamento sarà da subito articolato su due linee in modo da consentire
una maggiore flessibilità operativa in caso di interventi manutentivi per sostituzioni di
parti usurate o malfunzionanti ed evitare il fermo totale dell'impianto. La sospensione
totale dell'alimentazione ai digestori provocherebbe infatti una perdita di funzionalità
del processo, con la necessità di provvedere poi al ripristino della piena operatività con
grande gradualità, a causa dei lenti tempi di crescita della flora batterica metanigena.
6.2.2 Stoccaggio e pre-trattamento
Il processo di co-digestione della frazione organica dei rifiuti solidi urbani (FORSU)
con i fanghi primari richiede la separazione preliminare delle frazioni biologicamente
inerti (metalli, vetro, plastica, poliaccoppiati, parti legnose grossolane), per evitarne
l’accumulo progressivo nei digestori, determinandone la progressiva riduzione del volume utile biologicamente reattivo con la conseguente perdita di efficienza operativa e
la necessità di onerosi interventi di manutenzione straordinaria.
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Lo schema dei pre-trattamenti è riportato nella Figura 6.2 e descritto nel seguito:
Ricezione e pesatura
Lacerazione sacchi - sfibratura
Deferrizzazione magnetica
Miscelazione con fanghi e
diluizione con acqua
Materiale ferroso a recupero
Fanghi primari
Acqua di diluizione
Scarti pesanti grossolani
Separazione a umido in
pulper - idrociclone
Separazione per flottazione
(vetri, ceramiche, metalli non
ferrosi)
Scarti leggeri (plastica
in film, poliaccoppiati)
Scarti pesanti fini
Stoccaggio della miscela e
alimentazione al digestore
A discarica
Figura 6.2: Schema a blocchi del pretrattamento della frazione organica dei rifiuti urbani
nell’ipotesi considerata per la valutazione tecnico-economica.
Generalmente la filiera dei pretrattamenti comprende, a valle dello stoccaggio, sezioni
di separazione magnetica dei metalli, riduzione dimensionale, vagliatura, miscelazione
con acqua di diluizione in pulper, separazione della frazione pesante in idrocicloni o in
zone di calma all’interno del pulper. Un’adeguata rimozione della frazione inerte pesante risulta fondamentale per evitare problemi di accumulo sul fondo nonché di usura delle pompe e dei sistemi meccanici di movimentazione.
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Le necessità ed articolazione del pre-trattamento dipendono dalla qualità e composizione merceologica della frazione organica ottenuta da raccolta differenziata; questa fase è
però sempre opportuno sia dimensionata e concepita con un approccio cautelativo, tenendo conto della variabilità della composizione merceologica di tale frazione in funzione delle modalità e accuratezza della raccolta differenziata.
In questa ipotesi i pretrattamenti prevedono l’inserimento di un trituratore primario aprisacco che funge da laceratore dei sacchetti contenenti l’organico. Una volta aperti, i
sacchetti ed il loro contenuto organico vengono scaricati su di un nastro ed avviati, previa deferrizzazione, ad una stazione di miscelazione e separazione a umido.
La miscelazione ad umido avviene in un "pulper" (v. Figura 6.3), macchina derivata dall'industria cartaria, dove vengono introdotti acqua e il materiale da spappolare. Grazie
ad una girante che si muove ad alta velocità il pulper idrata e separa le fibre, producendo una sospensione colloidale delle frazioni organiche caratterizzate da minore consistenza.
Livello della sospensione
Setti
verticali
Tino del pulper
Rotore elicoidale
Setti sulla
sezione
conoidale
Carter e giunzioni a tenuta
Giunto di accoppiamento dell'albero
Scatola del motoriduttore
Motore
Figura 6.3: Schema di un pulper utilizzato per la disgregazione ad umido (spappolamento) di matrici semisolide.
Esistono macchine che combinano l'azione di spappolamento e quella di classificazione
centrifuga e per flottazione delle componenti non disperse.
Si tratta di apparecchiature che oltre alla dispersione e dissoluzione delle frazioni organiche solide nella fase liquida mediante agitazione meccanica, come nel pulper, esse
consentono la separazione dei materiali con peso specifico superiore all’acqua per sedimentazione eventualmente potenziata per accelerazione centrifuga (idrociclone,
Figura 6.4). I materiali leggeri vengono avviati con la frazione rimasta in sospensione
ad un secondo stadio del trattamento mediante separazione sulla base della dimensione
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granulometrica. Il materiale leggero (plastica in film) viene raccolto e avviato insieme al
materiale pesante al cassone degli scarti.
Figura 6.4: Schema di un idrociclone abbinato a un classificatore a vaglio granulometrico.
Rispetto alle soluzioni che prevedono l'avvio a digestione della sola frazione liquida ottenuta per spremitura, si ha il grande vantaggio di sfruttare tutto l’organico della FORSU nel processo di biogassificazione anaerobica, ma ad esso si oppone lo svantaggio di
una maggiore complessità impiantistica e gestionale. Infatti deve essere garantita la
massima efficienza di separazione necessaria a evitare l’ingresso nel digestore di materiale non biodegradabile che, accumulandosi gradualmente, richiederebbe frequenti e
costosi interventi di pulizia e manutenzione.
In tutti i casi i pretrattamenti devono essere collocati in un capannone coperto e chiuso,
tenuto in leggera depressione grazie a un sistema di aspirazione e trattamento dell’aria.
6.2.2.1. Dimensionamento dell'impianto di pretrattamento
Calcolo della massa secca da avviare a pretrattamento
1) ipotesi di massima potenzialità pari a 27.000 t/anno di FORSU
3 + 90,0 x 0,32 = 31,8 tSS/giorno
2) ipotesi di potenzialità ridotta a 19.000 t/anno di FORSU
3 + 63,3 x 0,32 = 23,3 tSS/giorno
Necessità di diluizione della miscela fanghi primari + FORSU in ingresso alla separazione degli scarti
Per poter garantire una efficace separazione degli scarti, il tenore di secco della miscela
di fanghi primari e FORSU non deve superare il 7,5% della massa umida (0,075
tSS/tm.u.). Si assume inoltre che gli scarti separati costituiscano il 10% della massa totale
umida della FORSU, e siano caratterizzati da un tenore di secco del 70%. Risulta quindi:
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1) ipotesi di massima potenzialità pari a 27.000 t/anno di FORSU
Massa umida da trattare = 31,8 tSS/giorno : 0,075 tSS/tm.u. = 424 t/giorno di massa
umida;
massa di acqua di diluizione = (424 – 85,7 – 90) t/giorno = 248,3 t/giorno di acqua;
massa umida di scarti separati = 0,1 x 90 = 9 t m.u./giorno;
massa umida da avviare a codigestione: 424 – 9 = 415 tm.u./giorno
massa di secco negli scarti separati = 9 tm.u./giorno x 0,7 tSS/tm.u. = 6,3 tSS/giorno;
massa di secco da avviare a codigestione = 31,8 – 6,3 = 25,5 tSS/giorno
tenore di secco nel flusso a valle del separatore: 25,5 : 415 = circa 6,1%
2) ipotesi di potenzialità ridotta a 19.000 t/anno di FORSU
Massa umida da trattare = 23,3 tSS/giorno : 0,075 tSS/tm.u. = 310,7 t/giorno di massa
umida;
massa di acqua di diluizione = (310,7 – 85,7 – 63) t/giorno = 162,0 t/giorno di acqua;
massa umida di scarti separati = 0,1 x 63 = 6,3 tm.u./giorno
massa umida da avviare a codigestione = 310,7 – 6,3 = 304,4 tm.u./giorno
massa di secco negli scarti separati = 6,3 tm.u./giorno x 0,7 tSS/tm.u. = 3,71 tSS/giorno
massa di secco da avviare a codigestione = 23,3 – 3,71 = 19,6 tSS/giorno
tenore di secco nel flusso a valle del separatore = 19,6 : 304,4 = circa 6,4%
Verifica del tempo di permanenza idraulico nei digestori in corrispondenza della massima potenzialità di conferimento.
Si è già dimostrato nel precedente paragrafo 6.1 che, nell'ipotesi di conferimento di
19.000 t/anno di FORSU, il tempo di permanenza idraulica medio è di circa 24 giorni
con un carico volumetrico di 3,1 kgSV m3 d-1, ampiamente sufficiente per il corretto
svolgimento del processo di digestione.
Nel caso di massima potenzialità (27.000 t/anno di FORSU), invece, il tempo di ritenzione si ridurrebbe a soli 13 giorni. Infatti:
densità della massa umida = [25,5 x 1,2 + (415 – 25,5) x 1] : 415 = 1,012 t m.u./m3m.u.
volume della massa umida: 415 tm.u./giorno : 1,012 t m.u./m3m.u. =
= circa 410 m3m.u/giorno
tempo di permanenza idraulico nei digestori: 5400 m3 : 410 = circa 13 giorni
Su base media settimanale, tale valore può essere ricalcolato pari a circa 16 giorni.
Va subito osservato che il tempo di permanenza idraulico nella ipotesi di massima potenzialità è insufficiente per garantire la rimozione dei solidi volatili necessaria per conseguire una buona rimozione di solidi volatili, penalizzando la produzione di gas e
compromettendo di fatto la buona gestione del processo anaerobico.
Infatti, il carico volumetrico nel digestore si attesterebbe a oltre 4,2 kgSV m3 d-1 e si rende quindi necessario riconcentrare la miscela fanghi primari + FORSU a valle della separazione degli scarti in modo da aumentare il tempo di permanenza idraulico.
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Allorché si preveda di passare ad un maggiore conferimento di FORSU, si dovrà pertanto prevedere l’inserimento di un ispessimento dinamico (ad es. mediante centrifughe)
che porti la concentrazione di secco dal 6,1% al 9%, riducendo la massa umida da avviare a codigestione a:
25,5 tSS/giorno : 0,09 tSS/tm.u. = 283,3 tm.u./giorno
La densità della massa umida risulta di:
[25,5 x 1,2 + (283,3 – 25,5) x 1] : 283,3 = 1,018 t m.u./m3m.u.
e un volume della massa umida pari a: 283,3 tm.u./giorno : 1,018 t m.u./m3m.u. = circa 280
m3m.u/giorno
cui corrisponde un tempo di ritenzione idraulico nei digestori pari a:
5.400 m3 : 280 m3m.u/giorno = circa 19 giorni
Il processo, quindi, opererà a un carico volumetrico superiore di un terzo rispetto a quello della prima fase (4,2 contro 3,1 kgSV m3 d-1), e con un tempo di permanenza idraulico
più che sufficiente per ottenere la gassificazione della sostanza organica putrescibile.
La potenzialità idraulica delle centrifughe da prevedere deve essere calcolata su un funzionamento giornaliero di 12 ore per cui risulta di 415/12 = circa 35 m3/h.
Ipotizzando di utilizzare 2 unità in parallelo, si sono considerate prudenzialmente macchine con potenzialità pari a 20 m3m.u/h
Il surnatante separato da queste centrifughe corrisponde a una portata di:
415 – 280 m3/giorno = 135 m3/giorno.
6.2.2.2. Descrizione sommaria delle opere necessarie per il pretrattamento della FORSU
e per lo stoccaggio e l’alimentazione della miscela fanghi + FORSU ai digestori
Capannone
Si è ipotizzato che i pretrattamenti siano contenuti in un unico capannone di altezza di
circa 12 m e superficie coperta di circa 700 m2.
Celle di conferimento con pala gommata
All’interno del capannone saranno collocate due celle di conferimento, dimensionate
per il volume giornaliero di conferimento, e quindi pari a circa 120 m3 ciascuna (dimensioni indicative: L = 8 m, l = 5 m, h = 3m)
Il fondo delle celle sarà dotato do pendenza atta a facilitare il lavaggio e la raccolta del
percolato in un pozzetto dotato di pompa di rilancio del liquame raccolto alla vasca di
denitrificazione.
Il percolato è praticamente trascurabile, in quanto è stimabile in circa 50 litri per ogni
tonnellata di FORSU conferita, per cui risulta un volume massimo giornaliero di 0,05 x
90 = 4,5 m3/giorno.
Trasferimento del materiale conferito al sistema di separazione degli scarti
Il conferimento alle celle avverrà indicativamente nelle prime ore del mattino e lo svuotamento sarà eseguito in sei – otto ore per ciascuna cella (e quindi in dodici – sedici ore
complessive in corrispondenza della massima potenzialità), da un operatore su pala
gommata con cabina climatizzata e isolata.
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La FORSU sarà caricata su un nastro trasportatore munito di magnete fisso per la deferrizzazione che alimenterà uno sfibratore con funzione di rompisacco e di trituratore.
Serbatoio di stoccaggio dell’acqua di diluizione
Nella prima fase in cui è previsto il conferimento di 19.000 t/anno di FORSU si dovrà
disporre di un serbatoio di accumulo dell’acqua di diluizione. Il volume giornaliero necessario è stato precedentemente calcolato pari a circa 250 m3/giorno in corrispondenza
della massima potenzialità di conferimento di FORSU, che si riducono a 162 m3/giorno
in corrispondenza della potenzialità ridotta di 19.000 t/anno. A tale serbatoio verrà rinviata anche l’acqua separata dalle centrifughe che verranno installate nella eventuale seconda fase e che serviranno a riconcentrare il flusso prima di avviarlo alla digestione. Si
assume un volume pari a circa metà del volume giornaliero massimo e quindi pari a circa 125 m3.
Miscelazione fanghi + FORSU
Il flusso di materiale verrà quindi miscelato in linea mediante coclee ai fanghi primari e
avviato a due linee in parallelo.
Sistema di separazione degli scarti a umido per gravità
Ciascuna linea sarà costituita da una apparecchiatura per la separazione a gravità del
materiale pesante e di quello leggero flottante. I due tipi di materiali separati saranno
trasferiti in presse asciugatrici e accumulati in container separati e coperti (due per ciascuna linea). Il percolato derivante dalle presse sarà ricircolato nei due separatori.
La potenzialità delle due macchine separatrici è prevista già da subito per il valore massimo di 90 t/giorno, pari a circa 6 – 8 t/h (3 – 4 t/h per ciascuna macchina).
Riduzione dell’umidità della miscela dopo la separazione degli scarti
Quando si decidesse di aumentare la potenzialità di conferimento da 19.000 a 27.000
t/anno di FORSU, a valle della separazione si dovranno prevedere due centrifughe per
ridurre l’umidità della miscela fanghi + FORSU.
In una prima fase, con il conferimento limitato a 19.000 t/anno, dovrà essere solo predisposto lo spazio per l’alloggiamento delle due macchine.
Stoccaggio della miscela fanghi + FORSU
La miscela fanghi + FORSU verrà stoccata in due serbatoi cilindrici con funzione di accumulo per garantire l'alimentazione dei digestori costante nelle 24 ore dal mattino del
lunedì alla sera del sabato; la miscelazione sarà garantita con miscelatori nei serbatoi.
Dovendo garantire lo stoccaggio giornaliero della massa umida prima dell’avviamento a
digestione, i due serbatoi avranno un volume complessivo pari al massimo prevedibile.
Tale massimo si verifica nella fase di conferimento limitato a 19.000 t/anno di FORSU,
in quanto nel caso di conferimento di maggiori quantitativi si rende necessario ridurre
l’umidità del materiale per non compromettere la funzionalità della digestione anaerobica. Il volume di riferimento è quindi quello corrispondente a 300 m3/giorno.
Tenuto conto che l’alimentazione avviene in continuo, la portata in uscita è pari a:
300/24 = 12,5 m3/h, mentre il volume viene alimentato con portata in ingresso pari a:
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300/16 = circa 18,8 m3/h.
Il volume di minimo di stoccaggio necessario è pertanto pari a:
(18,8 – 12,5) m3/h x 16 ore = circa 100 m3.
Per garantire la continuità di alimentazione ai digestori anche nel caso di fermo delle
macchine separatrici per alcune ore, si prevede la realizzazione di due serbatoi in acciaio inox delle stesse dimensioni di quello previsto per lo stoccaggio dell’acqua di diluizione (125 m3 ciascuno) ma dotato di miscelatori di potenza e numero di giri adeguati
alla necessità di mantenere in sospensione una miscela al 9% di secco con particolato di
pezzatura dell’ordine di 10-20 mm.
L’autonomia di alimentazione del digestore può quindi essere protratta per almeno 8 ore
anche in assenza di alimentazione, essendo (250 – 100) : 18,8 = 8.
6.2.3 Alimentazione e miscelazione del digestore
Il caricamento della miscela al digestore sarà effettuata con coclee chiuse. Si tenga presente che dalla sera del sabato al mattino del lunedì il digestore sarà alimentato con i soli fanghi primari, che quindi by-passeranno le macchine separatrici e verranno addotti
direttamente al digestore.
La miscelazione completa nei digestori richiederebbe potenze molto elevate, a causa
dell’elevata viscosità dovuta alla concentrazione di secco nel fluido, che è compresa generalmente tra il 3% nel caso di digestione di soli fanghi misti e il 6% nel caso di codigestione di fanghi e FORSU con processo a umido. Una sospensione fangosa al 5% di
secco può essere fino a cinque volte più viscosa dell’acqua (Metcalf & Eddy, 2003).
Per questo motivo, spesso la miscelazione in un digestore non può essere completa, ma
si accetta una parziale sedimentazione dei solidi più pesanti.
I sistemi di miscelazione utilizzati per i digestori di soli fanghi sono diversi, riassumibili
comunque in tre categorie principali (Metcalf & Eddy, 2003):
a) miscelazione meccanica, con agitatori a pale o ad eliche
b) miscelazione idraulica mediante flusso indotto da agitatori collocati alla sommità di
un tubo di avvezione centrale o da gas-lift
c) miscelazione mediante insufflazione di biogas (ad es.: con lance a flusso verso il basso o diffusori a bolle grosse collocati sul fondo dei digestori)
Nel caso della digestione dei soli fanghi, la miscelazione è generalmente ottenuta insufflando biogas, grazie anche alla minore viscosità del mezzo e alla possibilità che i vortici turbolenti si possano diffondere a distanza dalla causa della perturbazione. Al crescere della concentrazione di solidi, come nel caso della co-digestione, l'efficacia dei sistemi a insufflazione di gas decresce notevolmente, proprio per la limitata dimensione
dei vortici turbolenti indotti dal flusso gassoso. Parimenti poco efficace è la miscelazione idraulica, che disperde la propria energia in breve spazio, a causa delle resistenze frizionali dovute alla viscosità del fluido.
Nel caso della co-digestione, inoltre, le dimensioni dei corpi solidi sono molto variabili
e possono arrivare anche a decine di millimetri. In queste condizioni, mantenere una mi-
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scelazione parziale può significare una eccessiva stratificazione del fluido, con perdita
di efficienza del processo. Inoltre, la carenza di miscelazione può favorire processi di
precipitazione chimica di struvite (precipitato amorfo di fosfato ammonico-magnesiaco)
e carbonato di calcio, che danno origine a concrezioni anche di notevole dimensione,
spesso causa di parzializzazioni del volume e di disfunzioni risolvibili con onerosi interventi di manutenzione straordinaria.
La migliore tecnica di agitazione in sospensioni ad alto tenore di solidi e caratterizzate
da elevata viscosità rimane quindi l'agitazione meccanica, meglio se effettuata con pale
di grande diametro (3 - 4 m), capaci di rimescolare la massa viscosa anche a basso numero di giri, con limitata potenza installata, ma con necessità di applicare una notevole
coppia di spunto, proporzionale alla resistenza viscosa del fluido sulle pale.
La massa spostata da questi sistemi è molto grande, con tempi di riciclo (turn-over) riferiti al volume del digestore dell'ordine di 1 - 2 minuti, contro i 20 - 30 minuti tipicamente richiesti in digestori per fanghi.
La soluzione proposta è costituita da un agitatore lento, con albero a sbalzo, non vincolato, con due giranti ad esso calettate, più una più piccola vicino alla superficie per evitare la formazione di croste e facilitare la fuoriuscita del biogas dalla massa in digestione. In questo modo si consente di mantenere in movimento il fango, evitare eccessivi
depositi, mantenendo in sospensione anche i corpi di dimensione di 10 - 20 mm, ed evitando gradienti termici interni alla massa in digestione.
Figura 6.5: Schema di un digestore attrezzato con miscelatori a pale di grandi dimensioni adatte
per sospensioni ad elevato tenore di secco e alta viscosità; il fondo è sagomato in modo da minimizzare l'accumulo di materiale pesante e facilitarne l'estrazione.
Poiché lo spazio sulla sommità del digestore non è ampio, il motore deve essere fissato
ad una incastellatura esterna, formata da travi di acciaio fondate esternamente al digestore. Il fissaggio sul tetto potrebbe infatti provocare sforzi localizzati causati dalla coppia trasmessa dal motore alla strutture di fissaggio e danneggiare la struttura a guscio in
calcestruzzo armato del digestore, creando fessurazioni che potrebbero comprometterne
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la tenuta e creare le condizioni per fughe di biogas non trascurabili, oltre a indebolire la
struttura.
Infine, tra le modifiche da eseguire sui digestori, è consigliabile sagomare il fondo in
modo da creare più punti di scarico della miscela, come indicato schematicamente in
Figura 6.5.
Impianto di deodorizzazione
Per evitare la diffusione di maleodorazioni all’esterno del capannone in cui saranno ubicati i pretrattamenti della FORSU, si prevede di mantenere il capannone in leggera depressione mediante l’aspirazione di una portata di aria che garantisca quattro ricambi
orari dell’intero volume coperto, e cioè pari a 700 x 12 = 8.400 m3. Il flusso aspirato sarà inviato a un biofiltro.
Particolare attenzione è dedicata alle celle di conferimento sopra le quali verranno installate due cappe attraverso le quali verrà aspirata una portata di aria in ragione di otto
ricambi orari con riferimento al volume delle celle (250 m3). Questo flusso verrà trattato
a parte in un impianto di lavaggio chimico e successivamente inviato a un biofiltro a cui
verrà inviato anche il flusso aspirato dal resto del capannone.
Infine sarà avviato a biofiltrazione anche un flusso stimabile in circa 1000 m3/h costituito dal flusso di sfiato degli incondensabili proveniente dall’essiccatore termico dei fanghi.
In sintesi quindi si prevede:
aspirazione dalle celle di conferimento = 125 m3 x 8 /h = 2000 m3/h;
aspirazione dal rimanente volume del capannone = 700 x 12 x 4 – 2000 = 33.600 m3/h;
aspirazione del flusso di incondensabili dall’essiccatore = 1000 m3/h.
Il biofiltro sarà dimensionato per un flusso di 36.600 m3/h. Assunto un carico volumetrico di 60 m3/m3/h, il volume risulta di 610 m3. Con uno spessore filtrante pari a 1,25
m, la superficie risulta pari a circa 490 m2, cui corrisponde un carico superficiale di circa 75 m3/m2/h. Il tempo di permanenza medio teorico a letto vuoto risulta di un minuto
primo.
In prima approssimazione si prevedono due filtri in parallelo con dimensioni pari a:
16,5 x 30 m, h = 1,3 m
La torre di lavaggio sarà dimensionata per un flusso di 2000 m3/h, velocità a letto vuoto
di circa 2 m/s e tempo di permanenza approssimativo dell’ordine di 1,5 minuti secondi.
Sarà quindi costituita da un manufatto in acciaio inox di altezza utile di 6 m e diametro
di 0,8 m, con materiale di riempimento tipo anelli Raschig o simili, e rapporto volumetrico aria/acqua pari a circa 30:1 (circa 70 m3/h) utilizzando l’effluente finale come acqua di servizio.
6.2.3 Sezione di disidratazione
Con riferimento ai dati riportati nello schema di Figura 6.1, i quantitativi complessivi di
fanghi e FORSU umidi da disidratate su base giornaliera sono pari a:
Fanghi secondari + terziari, al 5% = [(5.160 + 2.183) kgSST d-1]/0,05 = 146,9 t/d
Fanghi primari + FORSU in uscita dal digestore secondario
= 190 t/d
Per un totale di materiale umido pari a
336,9 t/d.
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Considerando di inviare tale flusso ad una sezione di disidratazione in grado di operare
in continuo su 12 ore e per 5,5 giorni alla settimana, ne deriva la necessità di una potenzialità oraria di disidratazione pari a 36 t/h.
Tale valore è superiore alla disponibilità attuale presente in impianto ed è quindi necessario prevedere l’acquisizione di una nuova centrifuga. Si considera quindi di provvedere una centrifuga di potenzialità analoga a quella recentemente installata, in modo da
raggiungere una capacità complessiva di trattamento di 45 – 50 t/h e disporre degli adeguati margini operativi rispetto ad un incremento delle portate di fango umido, a causa di un minor ispessimento, o l’eventuale futura possibilità di trattamento di maggiori
quantitativi di FORSU.
6.2.4. Essiccamento termico
La scelta del tipo di essiccatore nel caso dell'impianto di Caronno Pertusella è vincolata
dalla necessità di disporre di un impianto caratterizzato da elevata flessibilità operativa,
che possa adeguarsi a regimi di funzionamento diversificati sia per il carico di solidi alimentato, sia per la siccità iniziale del materiale da essiccare. Da un esame comparativo
delle tecnologie e dei tipi costruttivi presenti sul mercato è emersa la convenienza di orientarsi verso una macchina già dimensionata per la potenzialità massima futura, ma
che possa già oggi operare in condizioni molto prossime a quelle ottimali anche con un
flusso di acqua da evaporare pari alla metà del carico nominale di progetto.
6.2.4.1. Tipologie di essiccatori
La classificazione degli essiccatori si basa sulla modalità di riscaldamento del fango da
essiccare. Si distinguono in particolare due categorie principali: quelle che operano mettendo il fango a contato diretto con il fluido termovettore (essiccamento diretto) e quelli
che operano mediante scambio termico indiretto con un fluido termovettore (ad esempio: olio diatermico) segregato in un circuito che non entra a contato con il fango.
L'essiccamento per contatto diretto si basa principalmente su uno scambio convettivo.
In passato hanno visto numerose applicazioni (tecnologie a flash-drying, rotativi e a letto fluido), sovente limitate al campo dell'essiccamento di fanghi inorganici, a causa del
rischio di esplosione nel caso di miscela di polveri organiche e aria.
L'essiccamento per contatto indiretto si è quindi sviluppato più di recente per limitare i
problemi di esplosione. La possibilità di operare la condensazione del vapore estratto,
consente di ottenere rese energetiche decisamente interessanti (comprese tra 680 e 750
kcal/kg di acqua evaporata). Gli essiccatori di tipo indiretto possono essere ad asse orizzontale o verticale. Per consentire il movimento del fango lungo l'essiccatore nei modelli ad asse orizzontale sono presenti palettature o alettature a dischi solidali con l'albero
rotante. Il mezzo riscaldante, normalmente vapore od olio diatermico, circola nella camicia del corpo a mantello dell'essiccatore, o nelle parti cave delle pale o dei dischi.
Negli essiccatori indiretti (v. paragrafo 6.2.4.3) la movimentazione del vapore d'acqua
originato dall'acqua del fango può avvenire o a causa del moto stesso dei fanghi (essiccatori di massa) o da una corrente di fumi o di vapore surriscaldato che attraversa il corpo dell'essiccatore, in quelli a film sottile.
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6.2.4.2. Criteri di sicurezza contro le esplosioni
La concentrazione di ossigeno nella corrente gassosa a contatto con il fango nell'essiccatore e nel circuito di essiccamento, deve essere mantenuta sotto la soglia considerata
critica per rischio di incendio e/ o di esplosione della polvere organica del fango. Tale
soglia di sicurezza è indicata nelle Linee guida “Guidance on the control of safety risks
at sludge drying plants” pubblicate dallo HSE (Health and Safety Executive, UK) il 28
agosto 2003 e nel rapporto "RR075 - Measurement of limiting oxygen concentration in
sewage sludge drying plants", sempre pubblicato dallo HSE nel 2003. Il fattore di sicurezza più importante è il mantenimento, all’interno del processo, di una atmosfera con
percentuale di ossigeno libero in volume non superiore al 5%, o, meglio, non superiore
al MPOC (maximum permittable oxygen concentration), calcolato pari al LOC (limiting
oxygen concentration) diminuito di due punti percentuali. Nel caso degli essiccatori indiretti, si opera di norma con ossigeno compreso tra il 2 e il 3% della miscela gassosa a
contatto con il fango.
6.2.4.3 Tecnologia dell'essiccamento indiretto a film sottile
La tecnologia che consente la massima flessibilità operativa è l'essiccamento indiretto a
film sottile, in grado di essiccare i fanghi in un intervallo esteso dal 65% al 90% di sostanza secca, senza necessità di miscelare e ricircolare il fango già essiccato (il cosiddetto back-mixing) per superare la fase visco-plastica che caratterizza i fanghi con siccità
compresa tra il 55 e il 65%.
Negli essiccatori indiretti con essiccamento di massa e back-mixing, la miscelazione del
fango fresco in alimentazione all'essiccatore con il fango già essiccato e ricircolato, (necessaria per superare la fase visco-plastica in alcune tecnologie) è un'operazione necessaria ma richiede apparecchiature aggiuntive per il ricircolo del fango essiccato e la sua
miscelazione con quello fresco, con costi di manutenzione elevati (usura a causa del
grande quantitativo di fango ricircolato). Inoltre, il back- mixing non assicura sempre un
prodotto miscelato omogeneo al 50 - 60% di secco per la difficoltà ed il tempo necessario a reidratare il fango già essiccato.
L'essiccamento di massa con back- mixing è solitamente impiegato nelle tecnologie
quali i tamburi rotanti, essiccatori a piani multipli, a dischi, ad aria ed altro, può essere
pericoloso in concomitanza di variazioni dell'apporto di fango fresco: il fango essiccato
e solo parzialmente miscelato può trovarsi in contatto con la parete calda ed i gas caldi
(anche fino a 400 °C) e surriscaldarsi con possibile formazione di miscela esplosiva.
Un essiccatore indiretto a back-mixing ha una elasticità operativa limitata, in quanto è
molto più difficile calibrare il ricircolo e l'apporto calorico per carichi in ingresso significativamente diversi da quelli di targa. Il tempo di svuotamento di un essiccatore a
back-mixing è di alcune ore, in quanto deve essere sempre pieno di fango in fase di essiccamento con tenore di secco superiore al 65%.
L 'essiccatore a film sottile opera invece sostanzialmente vuoto: lo strato fluidizzato del
fango, in moto elicoidale turbolento, a contatto con la parete calda (280 - 300 °C) del
cilindro è dell'ordine del centimetro. L'interno dell'essiccatore è attraversato da una corrente inerte di vapore acqueo, in circuito chiuso con il fango fresco alimentato.
Operando sostanzialmente vuoto, il tempo di permanenza del fango nell'essiccatore è
ridotto a 2-3 minuti primi e può essere variato a piacimento secondo le esigenze di processo.
Il prodotto compie un solo percorso attraverso l'essiccatore. Il trattamento uniforme del
prodotto assicura tempi di residenza definiti e quindi non troppo lunghi (che comporte-
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rebbero l'insorgere di degradazione termica di tipo pirolitico) né troppo brevi (che comporterebbe un insufficiente essiccamento, con rischio di incompleta igienizzazione all'interno dei grumi di maggiori dimensioni).
Se si opera con l'unica cautela di ridurre contestualmente l'alimentazione del fango e lo
scambio di calore dell'olio diatermico, non si hanno quindi rischi di surriscaldamento
del prodotto.
Oltre la metà del calore ceduto al fango per l'evaporazione dell'acqua avviene per conduzione attraverso la parete calda dell'essiccatore. E' così possibile, regolando semplicemente la temperatura del fluido diatermico, controllare il processo in condizioni di sicurezza.
6.2.4.4 Dati per il dimensionamento dell'essiccatore
Il dimensionamento termico dell'essiccatore è riportato nel par. 7.4.
6.2.5 Trattamento delle acque derivanti dall’ispessimento, disidratazione ed essiccamento dei solidi digeriti
Il processo di co-digestione a umido della frazione organica dei rifiuti solidi urbani
(FORSU) con i fanghi primari produce un residuo con concentrazione di secco del 4,4%
circa che viene concentrato prima nel digestore secondario e poi mediante centrifugazione, fino a raggiungere un tenore di secco del 30%. Infine, nell’essiccatore termico il
secco passa dal 30 al 90%.
6.2.5.1 Ipotesi di calcolo
Portata
Nell’ipotesi di trattare 19.000 t/anno di FORSU con i fanghi primari, il liquido che viene separato nei vari trattamenti assomma a circa 283 m3/giorno.
COD
In base ai dati di letteratura (ad es.: Canziani et al., 1995), si è stimato che il COD solubile nel refluo sia intorno al 3% del COD che viene alimentato nel digestore, e quindi
stimabile intorno a 600 kg/giorno. Tale carico addizionale costituisce una frazione pari a
circa il 3% del carico di COD giornaliero affluente con le acque reflue trattate
dall’impianto di Caronno Pertusella (circa 18.000 kg/d, Relazione Bonomo, 2003). Infine, va osservato che si tratta di COD in parte non biodegradabile e in parte lentamente
biodegradabile, in quanto costituito da residui non biodegradati durante la digestione
anaerobica.
Azoto
Diverso è il caso dell’azoto e del fosforo. Mentre il carico organico biodegradabile alimentato al digestore si trasforma in biogas o rimane allo stato solido nei fanghi digeriti,
l’azoto organico viene in gran parte idrolizzato dagli enzimi batterici e decomposto fino
ad azoto ammoniacale. In prima approssimazione si può ipotizzare che dal 70 al 90%
dell’azoto organico presente nei solidi volatili gassificati alimentati al digestore si trasformi in azoto ammoniacale. La percentuale media di azoto nei solidi è stimabile tra
1,8 e 2,5% del secco.
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Considerato che la massa dei solidi volatili gassificata è pari a circa 8.600 kg/giorno, la
massa di azoto giornaliera può essere stimata compresa nel seguente intervallo:
0,018 x 8.600 x 0,7 = circa 108 kgN/giorno
0,025 x 8.600 x 0,9 = circa 195 kgN/giorno
Per un primo dimensionamento di massima, si assume come ragionevole una concentrazione del 2,1% e si assume che l’80% dei solidi volatili gassificati sia passato nella fase
liquida; si ha pertanto
0,021 x 8.600 x 0,8 = circa 145 kgN/giorno con una incertezza stimabile in circa ±
30%, congruente con il margine di incertezza insito nella stima oggetto del presente elaborato.
La concentrazione media attesa risulta pari a:
145 / 283 = circa 0,5 gN/L
Si noti che il carico di azoto addotto con le acque di rifiuto all’impianto di Caronno Pertusella è di circa 1700 kgN/giorno (oggi) o 1800 kgN/giorno (al 2016). Si tratta quindi
di un carico non trascurabile, dell’ordine del 7% del carico complessivo in ingresso. Se
ricircolato nel trattamento biologico della linea acque, in condizioni invernali, questo
carico supera la capacità nitrificante prevista al 2008, richiedendo un volume addizionale di circa 2000 m3.
Inoltre, essendo assai povero di COD biodegradabile, l’apporto di azoto può sbilanciare
il rapporto COD/N a sfavore del COD, rischiando che si verifichi una carenza di carbonio organico biodegradabile per il processo di denitrificazione.
Va inoltre osservato che il recente regolamento regionale attuativo del Piano di Tutela e
Uso delle Acque (PTUA) ha limitato la concentrazione ammissibile di azoto complessivo (somma di azoto ammoniacale, organico, nitrico e nitroso) a 10 mg/L per impianti di
potenzialità superiore a 100.000 A.E.
In tali condizioni, un aggravio del carico azotato è sconsigliabile, mentre va valutata con
attenzione la possibilità di un impianto dedicato al trattamento dei flussi concentrati, anche con tecnologie innovative che consentano la minimizzazione dei consumi energetici
dovuti alla fornitura di ossigeno disciolto per la nitrificazione e del consumo di carbonio
organico in denitrificazione.
Poiché si tratta di scarichi caldi, è stato dimostrato (Fux et al., 2003) che lo stesso reattore SBR con età del fango di 15-20 giorni può essere agevolmente gestito in modo da
limitare la nitrificazione a nitrito e da denitrificare a partire da nitrito, riducendo corrispondentemente il consumo energetico per l'aerazione e quello per l'acquisto del carbonio biodegradabile.
Fosforo
Nel caso del fosforo le stime di letteratura divergono moltissimo in funzione della composizione della FORSU. L’intervallo di variazione spazia da un minimo di 0,4% a un
massimo del 3% in peso sul secco volatile. Inoltre il fosforo che viene rilasciato nella
fase solubile può variare dal 20 al 50% del fosforo totale.
L’intervallo di variazione risulta pertanto il seguente:
Minimo: 0,004 kgP/kgSSV x 0,2 x 8600 kgSSV = circa 7 kg/giorno
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Massimo: 0,3 kgP/kgSSV x 0,5 x 8600 kgSSV = circa 1.290 kgP/giorno (quasi 200 volte tanto).
Le corrispondenti concentrazioni risultano quindi comprese tra:
Minimo: 7/283 = 0,025 gP/L e
Massimo: 1.290/283 = 4,56 gP/L
E’ comunque evidente che solo da una sperimentazione si potranno desumere dati più
precisi per una quantificazione effettiva del flusso di fosforo.
Il carico di fosforo attuale al trattamento acque dell’impianto di Caronno Pertusella è
stato stimato in circa 235 kgP/giorno (al 2016), cui corrispondono concentrazioni di circa 6 mg/L.
Il limite normativo previsto dal recente regolamento attuativo regionale è pari a 1 mg/L,
conseguibile mediante precipitazione in simultanea con dosaggio di sali di ferro o di alluminio e filtrazione finale con ulteriore basso dosaggio di reagenti di precipitazione e
flocculazione.
Si possono ipotizzare tre scenari.
1) Il carico di fosforo aggiuntivo corrisponde a meno di 140 kgP/giorno, che corrisponde a un incremento della concentrazione nel flusso principale di non oltre 3 mg/L.
La concentrazione nel flusso concentrato è di circa 500 mg/L.
In questo caso, l’abbattimento del fosforo può comunque essere condotto con la stessa
tecnica sopra descritta in assenza di questo carico aggiuntivo, salvo dover incrementare
la quantità di reagenti in proporzione all’incremento di fosforo.
2) Il carico di fosforo supera i 140 kgP/giorno, ma rimane entro concentrazioni di 1 g/L
nel flusso concentrato. In questo caso, si può prevedere di costruire un chiariflocculatore
dedicato al trattamento del flusso concentrato, a valle dell’SBR per il trattamento
dell’azoto.
Assumendo una produzione di fanghi chimici pari a 8 gSS/gP, la concentrazione di fango da far precipitare è dell’ordine di 8 g/L, che si considera al limite per il normale funzionamento del processo. Il carico limite corrispondente risulta pertanto pari a:
283 m3/giorno x 1 kgP/m3 = 283 kgP/giorno.
3) Il terzo scenario si riferisce a un carico di fosforo eccedente i 283 kgP/giorno. Oltre
questo limite la concentrazione del refluo è tale da consigliare il ricorso a un reattore a
cristallizzazione che permette la precipitazione di fosfato di calcio cristallino (apatitico).
La precipitazione a struvite non avviene, essendo il refluo ormai privo di ammoniaca.
Per la particolarità del processo e la scarsità di esperienze a piena scala, è fortemente
consigliabile ottenere i dati per il dimensionamento del reattore e la stima dei costi di
costruzione e gestione attraverso una sperimentazione pilota sul refluo reale.
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In letteratura, tuttavia, pur trovando conferma gli ampi intervalli di variabilità prima citati, non si riscontrano mai nei surnatanti da digestione anaerobica di FORSU e di fanghi concentrazioni di fosforo solubile di un ordine di grandezza superiore alla concentrazione di fosforo.
Un esempio molto vicino alla realtà lombarda è l’impianto gestito dalla Società Este
Servizi Ambientali, in Provincia di Padova (Mayer et al., 2006), in cui la concentrazione
di fosforo nel surnatante non supera i 100 mg/L.
Ai fini della stima economica oggetto del presente studio, si ritiene pertanto plausibile il
primo scenario.
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7. ANALISI DI ALTERNATIVE DI IMPIEGO DEL BIOGAS
Nello scenario con conferimento di FORSU pari a 19.000 t/anno la produzione di biogas risulta, come indicato precedentemente, di 2,57⋅106 mn3/anno, che corrisponde ad
una produzione media giornaliera su 365 giorni all’anno di 7.041 mn3/giorno. La composizione media del biogas è ipotizzata per il 60% di CH4 e 40% di CO2, valori tipici
del processo di digestione anaerobica. Risulta quindi che il biogas prodotto in un anno
fornisce, in termini di potere calorifico inferiore, una energia di 55.200 GJ, pari ad una
potenza termica media di 1.75 MW su 8.760 ore all’anno.
7.1 Alternative di utilizzo del biogas
Si confrontano ora le diverse possibilità offerte dall’utilizzo dal biogas prodotto dalla
co-digestione di fanghi primari e FORSU. L’alternativa che risulta economicamente più
interessante verrà analizzata nel dettaglio nei paragrafi successivi.
7.1.1 Confronto tra la combustione in caldaia e la cogenerazione
Una possibile opzione per lo sfruttamento del biogas è la combustione in caldaia per la
produzione di energia termica. In tal caso, utilizzando una caldaia di nuova installazione
con un rendimento del 90%5, si ottiene annualmente una potenza termica di circa 49.700
GJ. Di questo calore una piccola frazione, pari a circa 8.000 GJ, è necessaria per il riscaldamento dei digestori, mentre la quota restante, di 41.700 GJ, può essere ceduta ad
una rete di teleriscaldamento per essere esportata ad una o più utenze termiche. Per poter valutare i ricavi di questa opzione si deve stimare il prezzo a cui è possibile esportare
tale calore disponibile. A tal scopo si considera che il prezzo di offerta ad una utenza
termica deve risultare competitivo con il costo da sostenere per produrre la stessa quantità di calore con un combustibile convenzionale. La Tabella 7.1 mostra i costi di alcuni
combustibili attuali. Tali valori, legati direttamente o indirettamente al costo del petrolio, sono soggetti ad una grande variabilità, come mostrato nella Figura 7.1 che riporta
l’andamento del prezzo del greggio negli ultimi anni.
5
Si assume un rendimento del 90%, anziché dell’80% ipotizzato nel Capitolo 3 per la caldaia esistente,
poiché con una nuova installazione è possibile ottenere prestazioni significativamente migliori. In particolare un rendimento del 90% si ottiene assumendo che i gas combusti contengano il 5% di ossigeno (in volume su base secca) e vengano raffreddati fino a 180°C, con perdite termiche della caldaia pari all’1%.
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Tabella 7.1 Costi medi dei combustibili in Italia. Per il gas naturale è indicata la tariffa nazionale di
riferimento relativa al II trimestre del 2006 stabilita dall’Autorità per l’Energia Elettrica e il Gas . I
dati sul gasolio sono relativi mese di aprile 2006, come riportato dell’Unione Petrolifera nel sito web
www.unionepetrolifera.it.
Combustibile
Gas naturale (utenti
domestici)
Gasolio riscaldamento
Gasolio autotrazione
Prezzo
industriale
Componente
fiscale
0,385 €/m3
0,281 €/m3
0,665 € /m3
18,5 €/GJ
0,537 €/l
0,591 €/l
1,128 €/l
31,6 €/GJ
0,569 €/l
0,609 €/l
1,179 €/l
33,07 €/GJ
Prezzo al consumo
Figura 7.1: Prezzo del Brent Dated, greggio di riferimento del mercato europeo, dal 1988. Elaborazione dell’Acquirente Unico.
Il costo del combustibile risulta variabile nel tempo e differente a seconda del tipo di
combustibile e della tassazione a cui l’utenza è soggetta. Tenendo conto che la realizzazione della rete di teleriscaldamento comporta un onere significativo, si può stimare indicativamente che è possibile ricavare un valore compreso tra 8 e 15 € al GJ termico ceduto alla rete di teleriscaldamento. Complessivamente si potrebbe perciò ottenere, assumendo le perdite termiche della rete pari al 10%, un ricavo tra 330.000 € e 630.000 €.
L’alternativa alla combustione del biogas in caldaia è lo sfruttamento in motori cogenerativi. Assumendo il rendimento elettrico pari a 40% e quello termico a 45%, valori ragionevoli per motori a gas di taglia adeguata alla produzione di biogas disponibile, si
raggiunge una produzione elettrica di 6.000.000 kWh e un recupero di energia termica
di oltre 20.000 GJ, ampiamente in esubero rispetto al fabbisogno dei digestori.
Dall’elettricità generata si ricavano orientativamente 600.000 € per la vendita dei certi-
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ficati verdi6 e altri 500.000 € per la cessione dell’energia elettrica, come confermano i
calcoli dettagliati riportati nel seguito. A fronte di tale ricavo, il costo di investimento da
sostenere per l’impianto di cogenerazione risulta pari o inferiore a 1.000.000 € e quindi
il capitale investito per i motori si recupera in un solo anno grazie ai ricavi della generazione elettrica. Inoltre il calore recuperato dai motori in eccesso rispetto alla domanda
dei digestori, pari a circa 12.000 GJ, può essere ceduto o utilmente impiegato, ottenendo
un ulteriore ricavo.
Questi calcoli di prima approssimazione, confermati nel seguito dai calcoli di dettaglio,
mostrano la netta superiorità economica della soluzione cogenerativa rispetto alla combustione in caldaia per produzione esclusiva di energia termica da cedere ad una rete di
teleriscaldamento. In questa analisi quindi è stato considerato esclusivamente lo sfruttamento del biogas per cogenerazione.
Nella soluzione impiantistica proposta il biogas è alimentato a due motori cogenerativi
identici da 526 kWel ciascuno. Questa taglia presenta un consumo di combustibile alle
condizioni nominali superiore alla produzione media di biogas. Ciò assicura lo sfruttamento di tutto il biogas disponibile anche nel caso in cui in certi periodi la produzione
risultasse superiore al valore stimato. Inoltre questa taglia consente un utilizzo flessibile
del biogas. Infatti è possibile ridurre il consumo e stoccare il biogas durante le ore notturne, quando l’energia elettrica generata e ceduta alla rete è valorizzata a prezzi minori,
e inviare invece ai motori una maggiore quantità di biogas per incrementare la produzione elettrica nelle ore in cui il prezzo dell’elettricità è maggiore. In particolare tale taglia consente di sfruttare durante le ore diurne tutto il biogas stoccato durante le ore notturne in due gasometri da 700 m3 ciascuno, di cui uno già esistente. Una taglia maggiore
dei motori, che potrebbe essere utilizzata solo in abbinamento ad una capacità di stoccaggio più elevata, richiederebbe costi di investimento superiori, sia per i motori che per
il gasometro, senza essere giustificata da un adeguato incremento dei ricavi
dell’elettricità prodotta.
Qualora si incrementasse il quantitativo di FORSU trattata a 27.000 t/anno, valore massimo per cui si è ipotizzato di dimensionare i pretrattamenti, la produzione di biogas
aumenterebbe di circa il 50% rispetto al valore considerato nell’analisi riportata nel seguito, che è basata su un conferimento di FORSU di 19.000 t/anno. Ciò richiederebbe
l’installazione di un terzo motore (auspicabilmente identico agli altri due) per lo sfruttamento del biogas aggiuntivo che verrebbe prodotto; potrebbe inoltre essere opportuno
installare un terzo gasometro, una opzione la cui giustificazione economica dovrà tuttavia essere verificata alla luce dell’esperienza maturata.
7.1.2 Utilizzo del calore cogenerato dai motori alternativi
I motori cogenerativi alimentati a biogas mettono a disposizione una certa quantità di
calore di recupero. Questo può essere utilizzato per soddisfare la domanda di calore dei
digestori. Risulta comunque che la produzione giornaliera di biogas dalla digestione dei
fanghi primari + FORSU consente di ricavare dai motori un’energia termica superiore
6
Un impianto alimentato con fonti rinnovabili ha diritto ai certificati verdi per i primi otto anni
dall’entrata in funzione.
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alla richiesta dei digestori, anche nel periodo invernale in cui il calore giornaliero necessario è maggiore. Il calore cogenerato in esubero rispetto alla richiesta dei digestori potrebbe essere inviato ad utenze termiche per il riscaldamento di ambienti e acqua calda
igienico-sanitaria tramite una rete di teleriscaldamento. Un’altra possibilità è impiegare
tale calore per essiccare i fanghi digeriti che escono dalla centrifuga disidratati. Tenendo
conto che attualmente i fanghi disidratati sono inviati in discarica, l’essiccamento presenta il vantaggio di ridurre notevolmente la massa da avviare allo smaltimento con una
conseguente diminuzione dei relativi costi. Inoltre i fanghi essiccati permettono
un’interessante alternativa rispetto al conferimento in discarica: il recupero del contenuto energetico presso un cementificio tramite l’incenerimento dei fanghi nei forni per la
produzione del clinker. Con questa opzione si ottiene un ulteriore abbattimento dei costi
poiché il costo per lo smaltimento presso un cementificio è inferiore a quello dello
smaltimento in discarica. Si deve tuttavia tenere conto che un cementificio richiede i
fanghi essiccati con una umidità non superiore al 10%.
Con 1 GJ termico è possibile essiccare 0,53 t di fango dal 70% fino al 10% di umidità.
L’acqua evaporata corrisponde a 0,36 t, perciò la massa del fango in uscita viene ridotta
a 0,18 t. Con il costo attuale di smaltimento in discarica dei fanghi (115 €/t), ne segue
che 1 GJ termico consente di ridurre di 41 € i costi del conferimento dei fanghi in discarica. Ipotizzando che la cessione dei fanghi essiccati al cementificio costi circa metà rispetto allo smaltimento in discarica (ovvero 55 €/t), il risparmio conseguibile arriva a 51
€. Per tenere conto dei costi di investimento necessari per la realizzazione di un essiccatore, si considera l’installazione di un impianto di taglia tale da essiccare tutti i fanghi
prodotti presso il depuratore7 e si assume che ogni anno si debba recuperare il 15% del
capitale investito, quota comunemente richiesta da aziende private che operano nel settore energetico. Risulta dunque che il costo annuo dell’investimento è pari a circa 8
€/GJ. La riduzione dei costi di smaltimento realizzato da 1 GJ per l’essiccamento dei
fanghi è perciò, includendo il costo dell’investimento, di 33 € se conferiti in discarica e
44 € se ceduti ad un cementificio.
Trattasi di valori nettamente superiori al ricavo ottenibile dalla vendita di calore ad una
rete di teleriscaldamento, che in funzione del tipo e delle caratteristiche dell’utenza può
variare tra circa 8 e 15 € al GJ, come precedentemente descritto. Questo confronto indicativo evidenzia come l’essiccamento abbia ampio margine per essere competitiva. In
effetti, le valutazioni effettuate nel corso dello studio hanno evidenziato come, dati gli
attuali costi di smaltimento in discarica, l’essiccamento dei fanghi sia effettivamente la
soluzione più interessante.
Il grafico di Figura 7.2 rappresenta il limite del valore del calore, al variare del costo di
smaltimento in discarica, per cui è economicamente conveniente installare un essiccatore dei fanghi in cui utilizzare l’energia termica disponibile, anziché cederla ad una rete
7
Come descritto nel seguito, l’essiccamento di tutti i fanghi prodotti presso il depuratore richiede 37.700
GJ/anno. Il costo di investimento è stimato pari a 1.600.000 €, a cui si aggiungono i silos di stoccaggio
del materiale disidratato, con relativi i sistemi di caricamento, e le opere civili, per un totale di 2.300.000
€. Per il confronto con le alternative abbiamo tuttavia considerato solo i costi dell’essiccatore e delle opere civili per un totale di 1.920.000 €, poiché lo stoccaggio dei fanghi disidratati deve essere previsto comunque.
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di teleriscaldamento, e inviare in discarica i fanghi disidratati8. Come si può notare,
l’intervallo che rappresenta i possibili valori attuali, rappresentati nel grafico dai quadratini, si colloca ampiamente al di sotto della retta, nella zona in cui è conveniente
l’essiccamento. Anche assumendo un valore del calore relativamente elevato (15 €/GJ),
l’utilizzo per l’essiccamento è conveniente fintanto che il costo dello smaltimento dei
fanghi disidratati è superiore a circa 50 €/t.
80
Valore del calore [euro/GJ]
70
60
Zona convenienza
cessione calore
50
Zona convenienza
essiccamento
40
30
Smaltimento115€/t
20
Calore 15€/GJ
10
Calore 8€/GJ
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
Costo sm altim ento fanghi in discarica [euro/tonn]
Figura 7.2: La retta rappresenta il valore massimo del calore ceduto ad una rete di teleriscaldamento per cui risulta conveniente installare l’essiccamento dei fanghi, al variare del costo di smaltimento in discarica. I due quadratini rappresentano le condizioni l’intervallo attuali in cui si trova il valore del calore ceduto.
Avendo disponibile il calore cogenerato dai motori, per l’essiccamento dei fanghi può
essere utilizzato solo il calore recuperabile dai gas combusti, pari a circa la metà del calore totale prodotto. Infatti la potenza termica che i circuiti dell’olio di lubrificazione e
dell’acqua di raffreddamento rendono disponibile non può essere impiegata per
l’essiccamento, poiché a temperatura troppo bassa (inferiore a 100°C).
7.1.3 Utilizzo di gasolio per l’essiccamento dei fanghi rimanenti
I fanghi disidratati al 70% di umidità prodotti annualmente dall’impianto risultano in totale 20.490 t (12.000 t dalla sezione di co-digestione di FORSU e fanghi primari, 8.440 t
dalla linea di trattamento dei fanghi secondari e terziari). La produzione annua di biogas
fa sì che il calore recuperabile dai gas di scarico dei motori sia sufficiente ad essiccare
solo una parte dei fanghi disidratati, circa il 25%.
8
Il calcolo è stato effettuato considerando anche i costi di investimento al GJ, conteggiati come indicato
precedentemente, e assumendo che i fanghi essiccati siano conferiti al cementificio al costo pari ad 1/2
del costo di smaltimento in discarica.
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Il risparmio ottenibile grazie all’essiccamento dei fanghi è tale da rendere interessante
l’installazione di una caldaia alimentata a gasolio che integri il calore recuperabile dai
gas di scarico dei motori per essiccare tutti i fanghi disidratati. Infatti ipotizzando un
rendimento di caldaia del 90%, la produzione di 1 GJ termico richiede 31 litri di gasolio; ne consegue che, con il risparmio precedentemente calcolato di 44 € per GJ termico,
i costi operativi possono essere ridotti fintanto che il gasolio per uso riscaldamento ha
un costo inferiore a 1,4 €/l, valore superiore a quello pure elevato di circa 1,1 €/l raggiunto recentemente. Nella nostra analisi abbiamo quindi ipotizzato di essiccare tutti i
fanghi prodotti, utilizzando una caldaia alimentata a gasolio per la quota parte di calore
richiesto che non è fornito dai fumi di scarico dei motori.
La Figura 7.3 rappresenta il valore limite del prezzo del gasolio, al variare del costo di
smaltimento in discarica, per cui è economicamente conveniente installare un essiccatore dei fanghi che utilizza gasolio anziché inviare direttamente in discarica i fanghi disidratati9. La condizione attuale si colloca al di sotto della retta, nella zona in cui è conveniente installare l’essiccamento. Si noti tuttavia come in questo caso il punto rappresentativo delle condizioni attuali sia molto più vicino al confine della zona di convenienza
rispetto alla situazione in Figura 7.2. La convenienza sussiste fintanto che il prezzo del
gasolio resta inferiore a 1,4 €/l (con costo di smaltimento pari a 115 €/t) oppure il costo
di smaltimento superiore a 90 €/t (con costo del gasolio pari a 1,1 €/l).
Costo gasolio [euro/lito]
2,5
2,0
Zona NON convenienza
essiccamento
1,5
1,0
Smaltimento115€/t
Gasolio1,1€/l
0,5
Zona convenienza essiccamento
0,0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
Costo smaltimento fanghi in discarica [euro/tonn]
Figura 7.3: La retta rappresenta il limite massimo del costo del gasolio per cui è conveniente installare l’essiccamento dei fanghi, al variare del costo di smaltimento in discarica. Il quadratino indica
le condizioni attuali.
9
Anche in questo caso il calcolo è stato effettuato considerando i costi di investimento al GJ, conteggiati
come indicato in precedenza, e assumendo che i fanghi essiccati siano conferiti a cementificio al costo
pari ad 1/2 del costo di smaltimento in discarica.
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7.1.4 Utilizzo di combustibili alternativi al gasolio per l’essiccamento
Per integrare il calore da fornire all’essiccatore si è ipotizzato in questo studio di utilizzare gasolio, che è il combustibile attualmente utilizzato presso l’impianto di depurazione di Caronno Pertusella. Si sottolinea tuttavia fin d’ora che l’utilizzo di combustibili
alternativi, in particolare il gas naturale, potrebbe consentire una significativa riduzione
dei costi di gestione. L’opportunità di impiegare altri combustibili richiede una attenta
valutazione, che consideri sia il minor costo per l’acquisto del combustibile sia i costi di
investimento necessari per adeguare l’impianto.
In primo luogo si dovrà considerare il gas naturale, che presenta un cui costo specifico
al GJ notevolmente inferiore di quello del gasolio: in prima approssimazione si può stimare che i costi relativi al consumo di combustibile per l’essiccatore si ridurrebbero di
1/3, come indicativamente confermano i valori nella Tabella 7.1. Quindi l’utilizzo del
gas naturale in sostituzione del gasolio risulta certamente una opzione vantaggiosa. Una
quantificazione del conseguente beneficio economico potrà essere effettuata prendendo
in considerazione i prezzi offerti dai venditori presenti sul mercato liberalizzato del gas
e i costi di investimento per l’allaccio alla rete del distributore locale del gas. Secondo
uno studio già effettuato da Lura circa 5 anni fa, l’allacciamento richiederebbe la realizzazione di circa 1 km di rete e una stazione di decompressione. La relativa stima dei costi di investimento dovrebbe essere aggiornata alla luce della situazione attuale.
Un altro combustibile da cui potrebbe conseguire una notevole riduzione dei costi di gestione è l’olio combustibile, che pone tuttavia problematiche di emissioni in atmosfera e
per questo richiede una procedura autorizzativa più complessa. Altra opportunità è
l’utilizzo di biomassa, per la quale sarà necessario valutare, oltre alle implicazioni economiche, la disponibilità di una fornitura costante e garantita.
Come discusso al par. 7.1.3, l’essiccamento di tutti i fanghi risulta conveniente con il
gasolio, che è il combustibile più costoso. A maggior ragione essa appare vantaggiosa
con l’utilizzo di combustibili di minor costo, ferme restando le cautele e le valutazioni
sopra accennate.
Una ulteriore opzione per l’alimentazione delle caldaie per l’essiccamento potrebbe essere l’utilizzo del biogas. In tal caso l’utilizzo del biogas in caldaia anziché nei motori
cogenerativi potrebbe fornire una energia termica annua di 49.700 GJ, ampiamente sufficiente per l’essiccamento di tutti i fanghi, pari a circa 37.800 GJ all’anno (v. par.
7.4.1). Dal bilancio economico presentato al Cap. 9 si nota che i ricavi relativi alla produzione di energia elettrica per i primi otto anni di funzionamento (per la cessione
dell’elettricità e la vendita dei certificati verdi) risultano superiori di circa 270.000 € al
costo annuo per l’acquisto di gasolio. Tale differenza giustifica ampiamente il costo di
investimento dei motori, pari a circa 825.000 €. Al decadere del diritto ad emettere certificati verdi si potrà valutare l’opzione di sostituire tutto o parte del gasolio inviato alla
caldaia con il biogas prodotto: tale valutazione potrà essere effettuata considerando sia il
costo del combustibile in quel momento (funzione del tipo di combustibile utilizzato e
dell’evoluzione dei prezzi), sia le tariffe di cessione dell’elettricità alla rete nelle varie
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fasce. Trattandosi di una opportunità da valutare alla cessazione del diritto ai certificati
verdi, in questo studio essa non è stata per il momento analizzata.
7.1.5 Calore disponibile per teleriscaldamento
Si è detto che la quota di calore fornito dai motori cogenerativi ad una temperatura intorno ai 90°C non può essere utilizzata per l’essiccamento dei fanghi. Inoltre anche
l’impianto di essiccamento dei fanghi consente di recuperare energia termica a bassa
temperatura, corrispondente al calore rilasciato dalla condensazione del vapore estratto
dai fanghi, a temperatura non superiore a 80 °C.
Il calore disponibile a bassa temperatura viene in primo luogo utilizzato per coprire la
domanda dei digestori. Rimane una considerevole quantità che può essere impiegata per
il riscaldamento ambienti o produzione di acqua igienico-sanitaria. Si assume quindi di
utilizzare tale calore per soddisfare la richiesta di energia termica delle palazzine
dell’impianto di depurazione, che attualmente utilizzano caldaie alimentate a gasolio per
il riscaldamento delle palazzine e per la produzione di acqua calda.
Poiché rimane ancora calore ulteriormente disponibile, può risultare interessante
l’opportunità di cedere tale calore ad una o più utenze termiche poste in prossimità
dell’impianto, tramite una piccola rete di teleriscaldamento. Nelle valutazioni riportate
in questo studio non si è tenuto conto di quest’ultima opzione, la cui opportunità potrà
essere analizzata anche successivamente all’entrata in funzione dell’impianto cogenerativo con essiccamento dei fanghi.
7.2 Descrizione ed adeguamenti tecnico-impiantistici richiesti
7.2.1 Motori cogenerativi
Per lo sfruttamento del biogas si è valutato di adottare due motori cogenerativi a combustione interna da 526 kW elettrici. I moduli cogenerativi disponibili sul mercato includono il motore alternativo, il generatore elettrico, gli scambiatori di calore per il recupero dell’energia termica e i sistemi ausiliari di controllo e sicurezza.
Per le valutazioni tecniche ed economiche sviluppate si è considerato il modulo di cogenerazione dalla Jenbacher da 526 kWel per alimentazione a biogas. E’ stata scelta la
Jenbacher come riferimento poiché presenta una vasta esperienza nel settore dei motori
alternativi e numerose applicazioni e referenze anche con l’impiego di differenti combustibili, tra cui il biogas. La scelta di installare altri motori cogenerativi disponibili in
commercio di taglia analoga a quella qui adottata comporterebbe il conseguimento di
prestazioni non molto diverse da quelle calcolate in questo studio. Per quanto riguarda i
costi, invece, ci potrebbero essere delle differenze rispetto ai valori qui considerati, a seconda del costruttore del modulo cogenerativo. Nell’appalto, in particolare, si dovrà inserire un meccanismo che possa tenere conto in misura adeguata dei costi di manutenzione e di installazione dell’impianto cogenerativo, nonché delle prestazioni
dell’impianto.
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7.2.2 Trattamento del syngas
Il biogas contiene elementi in tracce che possono risultare dannosi per i motori, perciò è
necessario predisporre a monte un sistema di depurazione. I principali composti inquinanti che si possono rilevare nel biogas sono i composti dello zolfo, i composti alogenati e il silicio. Quest’ultimo in particolare crea depositi sia nelle condense formate nel sistema di trattamento del biogas, sia nel motore, accumulandosi nell’olio di lubrificazione e causando frequenti fermate per manutenzione.
Un impianto frigorifero che condensa l’acqua contenuta nel biogas e rimuove i composti
acidi e le altre sostanze solubili garantisce generalmente un livello di purificazione adeguato al funzionamento delle macchine. Il biogas viene poi preriscaldato in un sistema
rigenerativo prima di essere inviato ai motori. Ipotizzando di portare il biogas fino a
20°C nel sistema rigenerativo e di raffreddarlo ulteriormente con l’impianto frigorifero
fino a 5°C, la potenza refrigerante media richiesta, su 8.760 ore all’anno, risulta pari a
circa 4,6 kW refrigeranti. Ne consegue quindi che il consumo elettrico è trascurabile,
essendo necessaria una potenza elettrica media inferiore al kW.
Qualora gli inquinanti presenti fossero in concentrazioni molto elevate, si potrebbe considerare anche l’opzione di installare in aggiunta filtri a carboni attivi. Questo comporterebbe un incremento dei costi di installazione, perciò questa opzione può essere valutata
qualora le fermate per manutenzione diventassero eccessivamente frequenti.
7.2.3 Gasometro
La possibilità di stoccaggio del biogas prodotto consente di effettuare un accumulo nelle
ore notturne ed incrementare la produzione di energia elettrica nelle ore a maggiore remunerazione. Il gasometro di stoccaggio del biogas oggi esistente ha una capacità di
700 m3. Si assume di installare un secondo gasometro di capacità analoga a questo. Infatti una capacità di complessiva di circa 1.400 m3 consente il funzionamento a carico
nominale di entrambi i motori per circa la totalità delle ore diurne, e massimizza quindi i
ricavi dell’energia elettrica.
7.2.4 Essiccatore
Per l’essiccamento dei fanghi sarà installato un essiccatore a contatto indiretto, in cui
cioè il calore necessario per l’evaporazione dell’acqua viene trasferito ai fanghi tramite
una superficie di scambio. In questo studio si è considerato come riferimento il sistema
di essiccamento della Vomm, che presenta alcuni particolari vantaggi (tempi di essiccamento ridotti, essiccamento in un unico passaggio senza back-mixing, essiccamento e
bonifica omogenea di tutto il materiale). Ovviamente esistono sul mercato altri costruttori le cui offerte dovranno essere valutate in sede di appalto.
Il fluido di processo, costituito dallo stesso vapore prodotto nell’essiccamento è fatto
circolare in ciclo chiuso (in alternativa potrebbe essere utilizzato un gas, quale aria o
azoto). Dopo essere stato preriscaldato dai fumi caldi tramite scambiatori di calore, il
vapore viene immesso nell’essiccatore dove cede il calore per l’evaporazione dell’acqua
dei fanghi. All’uscita dell’essiccatore il prodotto essiccato viene separato dalla corrente
gassosa tramite filtri e cicloni, mentre il vapore estratto dai fanghi viene condensato.
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Per evitare la dispersione di sostanze organiche e la formazione di odori il sistema è
mantenuto in leggera depressione. Per lo stesso motivo le fumane estratte dal circuito
chiuso causate da rientrate di aria devono essere trattate o sottoposte a combustione.
Figura 7.4: Schema di flusso di un impianto di essiccamento a contatto indiretto della Vomm
La condensazione del vapore estratto dai fanghi avviene in una torre di condensazione
per mezzo di acqua proveniente dal depuratore, con un consumo idrico pari a circa 20
volte l’acqua evaporata dai fanghi; la condensa insieme all’acqua di raffreddamento è
inviata in testa al depuratore. Alternativamente la condensazione si può far avvenire in
tutto o in parte in uno scambiatore, e in tal modo è possibile recuperare il calore di evaporazione per essere utilizzato da una utenza termica. La temperatura a cui viene resa
disponibile l’energia termica risulta intorno agli 80°C. Installando nell’impianto di essiccamento lo scambiatore a monte della torre di condensazione, la quantità di calore recuperato può essere modulata, cedendo la rimanente nella torre ad acqua.
All’entrata in funzione dell’essiccatore presso l’impianto di depurazione della Lura, parte del calore recuperabile dalla condensazione verrà utilizzata per il riscaldamento dei
digestori e per fornire il calore alle palazzine Lura. Per quanto riguarda il recupero della
parte restante, la fattibilità tecnico-economica dell’esportazione a utenze termiche limitrofe potrà essere valutata in una fase successiva.
Gli essiccatori a scambio indiretto hanno ormai sostituito completamente quelli a scambio diretto, nei quali i fumi caldi entrano a contatto con i fanghi e l’acqua evaporata esce
miscelata con il gas. I principali vantaggi del sistema indiretto sono:
-
notevole riduzione delle fumane da trattare: nei sistemi indiretti le fumane sono costituite dalle sole rientrate d’aria, mentre nel sistema diretto esse sono costituite dai fumi caldi e dal vapore prodotto, oltre alle infiltrazioni di aria;
-
maggiore sicurezza, in quanto i fanghi sono in contatto con gas contenenti basse percentuali di ossigeno (inferiori al 2-3%) ed il rischio di esplosioni è molto ridotto;
-
maggiore affidabilità e flessibilità di esercizio.
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Come descritto in precedenza, il calore per l’essiccamento dei fanghi è fornito in parte
dai fumi dei motori cogenerativi e per la quota restante da una caldaia a gasolio.
7.3 Bilanci Energetici
Nella valutazione tecnico-economica descritta nel seguito è stato analizzato un impianto
cogenerativo costituito da due motori alternativi alimentati con il biogas prodotto dalla
co-digestione di FORSU e fanghi primari. Il calore dei fumi di scarico è impiagato per
l’essiccamento dei fanghi e deve essere integrato con l’utilizzo di una caldaia a gasolio
al fine di realizzare l’essiccamento di tutti i fanghi prodotti nell’impianto di depurazione. Il calore a bassa temperatura recuperabile dai motori viene invece utilizzato per il
riscaldamento dei digestori ed è integrato, quando necessario, con il calore recuperabile
dall’impianto di essiccamento. La restante quota di calore a bassa temperatura dai motori e dall’impianto di essiccamento serve in parte per fornire l’energia termica alle palazzine dell’impianto Lura. Rimane ancora disponibile una quantità significativa di calore
che potrebbe essere esportato a utenze termiche limitrofe, opportunità non analizzata in
questo studio. Il quadro complessivo è riportato in Figura 7.5.
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Gasometro
2,57 106 Nm3
Fanghi
primari
FORSU
Elettricità generata
Motori
cogenerativi
Biogas
5.670.000 kWh
Calore BT
Pretrattamento
FORSU
Fanghi +
FORSU
11.252 GJ
Digestori
Calore per digestori
913 GJ
8.585 GJ
19.000 t
Calore fumi di
scarico
Fanghi
digeriti
9.199 GJ
Calore per
riscaldamento
ambienti/acqua per
palazzine Lura
29.542 GJ Calore eventualmente
Calore
condensazione
esportabile ad utenze
termice esterne
27.787 GJ
Centrifuga
12.000 t
Calore
Fanghi
secondari
Caldaia
Essiccatore
Ispessimento
Centrifuga
28.486 GJ
8.486 t
Fanghi
terziari
Gasolio
887.823 litri
Energia termica
Elettricità
Scarti FORSU
1.900 t
Fanghi essiccati
6.831 t
Fanghi, FORSU
Combustibili
Figura 7.5: Schema dell’impianto di co-digestione di fanghi e FORSU con motori cogenerativi ed essiccamento dei fanghi disidratati. Nella figura sono indicati i valori dei principali flussi di massa ed energia.
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7.3.1 Ipotesi adottate per l’analisi
Disponibilità di biogas
A causa della possibile diminuzione durante la domenica dell’alimentazione dei digestori si potrebbe verificare una flessione della produzione di biogas nel fine settimana e un
incremento nei giorni infrasettimanali, tuttavia si tratta di variazioni non superiori al 510%. Data la modesta entità di tali variazioni si adotta l’ipotesi semplificativa che la
produzione di biogas sia costante durante tutto l’anno e per tutte le ore della settimana.
L’assunzione di mantenere per le domeniche la stessa quantità di biogas prodotto nei
giorni infrasettimanali determina una stima cautelativa dei ricavi relativi alla generazione elettrica, dato che un piccolo incremento nei giorni infrasettimanali della produzione
di biogas permetterebbe un leggero aumento della generazione elettrica nelle ore a prezzo maggiore rispetto a quanto calcolato.
Nell’analisi effettuata si è inoltre considerata l’ipotesi che una adeguata gestione della
linea fanghi e FORSU permetta di non avere variabilità stagionale della produzione di
biogas, a differenza di quanto rilevato attualmente.
Energia termica richiesta dai digestori primari
Il funzionamento dei digestori anaerobici richiede una temperatura costante intorno a
34°C, quindi uno scambiatore installato sul ricircolo dei fanghi provvede a fornire il calore necessario sia a compensare le perdite termiche dei digestori che a riscaldare i nuovi fanghi fino alla temperatura di esercizio.
I digestori primari sono di forma cilindrica e il liquido all’interno occupa il 90% circa
del volume totale. La coibentazione è di lana di roccia dello spessore di 5 cm. Il dimensionamento dei digestori è riportato nella Tabella 7.2.
Tabella 7.2 Dimensionamento dei digestori primari
Numero digestori primari
Volume unitario
2
3.000 m3
Diametro
19,3 m
Altezza parte cilindrica
9,75 m
Altezza tramoggia conica
1,95 m
Per il calcolo delle perdite termiche si sono considerate le seguenti temperature medie
indicate nella Tabella 7.3.
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Tabella 7.3 Ipotesi adottate per le temperature medie stagionali
Temperature medie stagionali [°C]
aria
terreno
inverno
2
5
estate
22
15
mezza stagione
12
10
La massa dei fanghi o dalla miscela fanghi e FORSU inviata ai digestori ha una temperatura che si assume essere di 10°C in inverno, di 22°C in estate e di 15°C durante le
mezze stagioni. Data l’elevata umidità della miscela (oltre 90%) si considera che
l’intera massa abbia il calore specifico dell’acqua.
La Tabella 7.4 riporta la potenza termica media e il calore giornaliero richiesto dai digestori nello scenario con digestione di fanghi e FORSU:
Tabella 7.4 Potenza termica e calore medio giornaliero richiesto dai digestori con una massa in ingresso di 238 kg/giorno, composta da fanghi primari e FORSU.
Fanghi primari+FORSU
inverno
Potenza termica media dispersa da un
digestore
Potenza termica media per riscaldamento
massa entrante
mezze
stagioni
estate
kW
37
16
26
kW
277
138
219
Totale potenza termica richiesta dai digestori
kW
Energia termica media giornaliera
richiesta dai digestori
MJ/giorno
350
170
272
30274
14722
23494
I valori riportati nelle tabelle sono calcolati con riferimento ai giorni con approvvigionamento di FORSU (63 t/giorno). Tali valori sono stati assunti cautelativamente costanti anche per i giorni dell’anno in cui non si ha l’approvvigionamento di FORSU.
Poiché la miscela di fanghi e FORSU viene alimentata ai digestori in modo costante
nelle 24 ore, si ipotizza che anche l’energia termica richiesta dai digestori debba mantenersi costante durante l’arco della giornata per garantire al loro interno il mantenimento
della temperatura ottimale.
Si assume che le perdite termiche della rete di distribuzione del calore ai digestori siano
il 3% e invece il 10% per la cessione ad altre utenze termiche.
Gli scambiatori per il riscaldamento dei digestori sono attualmente alimentati da due
caldaie a biogas e gasolio, con una potenza termica di 600.000 kcal/h corrispondente a
circa 700 kW termici. Supponendo che gli scambiatori abbiano un dimensionamento
adeguato a tale potenza, nello scenario con co-digestione di fanghi e FORSU questi
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scambiatori risultano avere un dimensionamento sufficiente e non necessitano di potenziamenti.
Funzionamento dei motori cogenerativi
Per questo studio è stato considerato il modulo di cogenerazione JMS 312 dalla Jenbacher da 526 kWel con motore a gas alimentati a biogas.
I motori a combustione interna presentano una ampia flessibilità di utilizzo che permette
il loro funzionamento anche a carichi parziali, fino al 25-30% del valore nominale. Le
prestazioni del motore sono però influenzate dal carico, per cui le frazioni del potere calorifico del combustibile convertito in energia elettrica ed in energia termica sono funzione della potenza introdotta con il combustibile.
La Jenbacher fornisce i dati relativi alle prestazioni dei motori alimentati a biogas per
tre valori del carico richiesto: al 100% (carico nominale), al 75% ed al 50%. A partire
da questi dati sono stati determinati gli andamenti, ipotizzati lineari, della potenza elettrica e del calore al variare della potenza introdotta con il combustibile, come illustrato
nei grafici di Figura 7.6. E’ stata trascurata invece l’influenza delle condizioni ambientali sulle prestazioni del motore, dato l’effetto contenuto di tali parametri.
[kWt]
Andamento assunto nell'analisi
500
Dati costruttore
Dati costruttore
450
500
450
75% carico
400
350
50% carico
300
250
200
400
100% carico
Andamento assunto nell'analisi
Potenza elettrica erogata
Potenza termica recuperabile
550
[kWel]
550
100% carico
400
75% carico
350
300
250
50% carico
200
150
600
800
1000
1200
Potenza com bustibile
1400
[kW]
100
400
600
800
1000
1200
Potenza com bustibile
1400
[kW]
Figura 7.6: Nei diagrammi sono riportati i punti che rappresentano i valori del calore disponibile e
della potenza elettrica generata, al variare della potenza introdotta con il combustibile per tre valori del carico richiesto. Questi valori, forniti dal costruttore, sono relativi ad un impianto di cogenerazione JMS 312 GS-B.LC della Jenbacher da 526 kW elettrici. Le rette rappresentano la linearizzazione assunta per lo studio.
I motori rendono disponibile il calore cogenerato a diversi livelli termici: dall’olio di lubrificazione, dall’acqua di raffreddamento e dall’inter-refrigeratore del turbocompressore si recupera calore a temperatura non superiore ai 90°C mentre i fumi di scarico in uscita dal motore si trovano a temperature tra i 500 e i 400°C. La Jenbacher per i suoi
motori a biogas riporta come si ripartisce la potenza termica disponibile tra calore a bassa temperatura e calore recuperabile dai fumi, raffreddando questi ultimi fino a 180°C
per evitare la formazione di condense acide negli scambiatori. E’ stata assunta una sud-
95
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Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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divisione tra calore disponibile ad alta e a bassa temperatura costante al variare del carico.
Si è ipotizzato inoltre che ciascun motore a causa di manutenzioni e guasti sia disponibile solo 48 settimane l’anno, 12 per stagione, corrispondente ad una disponibilità del
92%, valore ragionevolmente ottenibile con un intervento tempestivo in caso di guasti.
Si è assunto che le fermate coinvolgano un motore per volta, perciò vi sono 8 settimane
l’anno, 2 a stagione, in cui è disponibile un solo motore. Durante tali settimane con il
funzionamento a piena potenza di un motore vi è un avanzo di biogas che può essere
stoccato e, al riempimento del gasometro10 viene inviato alle caldaie a gasolio che forniscono il calore all’essiccatore. Nei calcoli svolti si è considerato di usare sempre in caldaia tale biogas.
Essiccamento dei fanghi
Si considera che i fanghi disidratati siano al 70% di umidità e vengano essiccati fino ad
un contenuto di umidità del 10%.
La Tabella 7.5 riassume le caratteristiche all’uscita delle centrifughe e all’uscita
dell’essiccatore del flusso di fanghi provenienti dalla digestione di fanghi e FORSU e
del flusso di fanghi secondari e terziari.
Tabella 7.5 Caratteristiche dei fanghi in ingresso ed in uscita al sistema di essiccamento.
Ingresso essiccazione
Fanghi primari e
FORSU
Umidità
SS
Peso umido
%
t/a
t/a
70
3602
12006
Uscita essiccazione
Fanghi secondari Fanghi primari Fanghi secondari
e terziari
e FORSU
e terziari
70
2546
8486
10
3602
4002
10
2546
2829
La energia termica richiesta per l’essiccamento dei fanghi è composta dal calore di evaporazione dell’acqua, pari a 2,26 MJ per kg di acqua evaporata, a cui si deve sommare il
calore necessario per riscaldare i fanghi dalla temperatura di ingresso alla temperatura di
funzionamento dell’essiccatore di circa 90°C.
Si assume che fanghi dalla digestione dei fanghi primari e della FORSU entrino
nell’essiccatore a 30°C (temperatura inferiore a quella di uscita dai digestori primari per
tenere conto delle perdite termiche nel digestore secondario) e a 15°C per i fanghi secondari e terziari.
Si stimano le perdite termiche dell’essiccatore pari al 3% ed il rendimento della caldaia
a gasolio pari al 90%.
La Tabella 7.6 riporta la richiesta annua di energia termica dell’essiccatore.
10
Se il gasometro è vuoto al momento della fermata del motore, il riempimento avviene in 18 ore.
96
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Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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Tabella 7.6 Richiesta di energia termica per l’essiccamento dei fanghi
Peso umido inviato all'essicazione
Acqua evaporata
Calore per riscaldamento fanghi
Calore di evaporazione
Calore netto per l'essiccazione
Calore totale per l'essiccazione (incluse
le perdite termiche dell'essiccatore)
Fanghi primari e
FORSU
Fanghi secondari
e terziari
t/a
t/a
GJ/a
GJ/a
GJ/a
12.000
8.000
3.000
18.100
21.100
8.500
5.700
2.700
12.800
15.500
20.500
13.700
5.700
30.900
36.600
GJ/a
21.800
16.000
37.800
Totale
Considerando una alimentazione all’essiccatore costante durante l’anno, pari a 2.340
kg/ora di fanghi in ingresso, la potenza termica media richiesta è di circa 1,2 MW e la
quantità di acqua evaporata circa 1.600 kg/ora. Le stime economiche assumono i costi
di investimento relativi all’essiccatore modello Ecologist 1500 della Vomm, che presenta una capacità massima 2.000 kg/ora di acqua evaporata. La maggiore capacità rispetto
al valore medio annuo calcolato in primo luogo consente una maggiore flessibilità
dell’impianto di essiccamento per assicurare il trattamento dei fanghi dell’impianto Lura
anche in periodi in cui la produzione risultasse maggiore di quanto ipotizzato, inoltre
tiene conto di un possibile incremento del conferimento della FORSU a 27.000 t/anno.
Si osserva tuttavia che il dimensionamento dell’essiccatore dipende dalla tecnologia
proposta dal costruttore e dovrà essere effettuato considerando le caratteristiche del prodotto da trattare e stime più dettagliate della massima capacità richiesta.
7.3.2 Andamento settimanale dell’utilizzo del biogas nell’impianto cogenerativo
L’energia elettrica generata da fonti rinnovabili, come nel caso in oggetto, è ritirata al
prezzo differenziato per fasce orarie (F1, F2, F3 ed F4) determinato mensilmente
dall’Acquirente Unico, pari a quello di cessione dell’energia elettrica alle imprese distributrici per la vendita al mercato vincolato. In questa analisi si è considerata come
suddivisione delle ore annue nelle quattro fasce orarie quella pubblicata dall’Autorità
per l’Energia Elettrica ed il Gas valida per 2006.
Nonostante tutte le ore dei sabati e delle domeniche siano incluse nella fascia oraria con
prezzo dell’elettricità inferiore (F4), si è considerato di mantenere in ciascuna stagione
un andamento orario dell’utilizzo del biogas uguale per tutti i giorni della settimana.
Volendo invece effettuare una gestione settimanale del biogas con accumulo nel fine
settimana, si dovrebbero installare capacità sia dei motori che del gasometro superiore a
quelle assunte. L’incremento dei ricavi dell’energia elettrica non giustificherebbero però
l’aumento dei costi di installazione.
7.3.3 Gestione giornaliera dell’impianto cogenerativo
Nel seguito si presenta una proposta di gestione dell’impianto cogenerativo ottenuta
massimizzando la produzione elettrica nelle ore diurne, particolarmente in quelle a remunerazione massima (F1 e F2), grazie al biogas stoccato nei gasometri durante le ore
notturne. Per l’accumulo del biogas si spengono i motori in alcune ore a remunerazione
minima (F4). A completo riempimento dei gasometri il biogas prodotto è utilizzato nei
97
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Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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motori preferibilmente nelle ore con remunerazione superiore alla minima (F3 e, in alcuni periodi dell’anno, F2). Il biogas prodotto in una giornata viene comunque completamente utilizzato nello stesso arco di tempo.
Il calore a bassa temperatura prodotto dai motori cogenerativi viene inviato, per la quota
necessaria, ai digestori. Nelle ore in cui i motori, essendo fermi o a carico ridotto, non
riescono a soddisfare la domanda di energia termica dei digestori, supposta costante nelle 24 ore, si integra con il calore proveniente dalla condensazione nell’impianto di essiccamento. Per 11 settimane a stagione, per un totale di 308 giorni l’anno, sono disponibili entrambi i motori e in questi giorni si è assunto l’andamento giornaliero dei motori indicato nella Figura 7.7. A seconda della stagione, la richiesta termica dei digestori
varia, perciò varia anche l’integrazione del calore recuperato dall’impianto di essiccamento, come riportato nella Tabella 7.7 e nelle due tabelle successive.
1200
Potenza elettrica/termica [kW]
1100
Elettricità
generata
1000
900
800
700
Calore a bassa
temperatura
recuperato dai
motori
600
500
400
Calore fumi di
scarico inviato
all'essiccatore
300
200
100
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24
Ore giorno
Figura 7.7: Andamento giornaliero delle produzioni di elettricità e calore dell’impianto cogenerativo
98
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Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
______________________________________________________________________________________________
Tabella 7.7: Gestione giornaliera dell’impianto cogenerativo e soddisfacimento del calore richiesto dai digestori nei mesi INVERNALI
ora
Motori in
funzione
n°
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
n°
0.0
0.0
0.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.6
2.0
2.0
2.0
2.0
0.5
1.5
2.0
2.0
2.0
2.0
2.0
2.0
1.5
1.0
1.0
1.0
totale giorno
Biogas consumato
Avanzo biogas
Elettricità
prodotta
Calore BT dai
Calore dei fumi
Calore dalla
Calore BT dai
motori disponibile di scarico dei
condensazione
motori ai
per riscaldamento
motori
dell'essiccatore ai
digestori
ambienti/acqua
all'essiccatore
digestori
kW PCI
0
0
0
1301
1301
1301
1301
2157
2602
2602
2602
2602
669
2027
2602
2602
2602
2602
2602
2602
2027
1301
1301
1301
Nm3/h
0
0
0
218
218
218
218
362
436
436
436
436
112
340
436
436
436
436
436
436
340
218
218
218
Nm3
293
293
293
75
75
75
75
-68
-143
-143
-143
-143
181
-46
-143
-143
-143
-143
-143
-143
-46
75
75
75
kW el
0
0
0
526
526
526
526
850
1052
1052
1052
1052
240
792
1052
1052
1052
1052
1052
1052
792
526
526
526
kW t
0
0
0
324
324
324
324
361
361
361
361
361
181
361
361
361
361
361
361
361
361
324
324
324
kW t
0
0
0
0
0
0
0
180
277
277
277
277
0
0
0
277
277
277
277
277
0
0
0
0
kW t
0
0
0
234
234
234
234
396
469
469
469
469
131
375
469
469
469
469
469
469
375
234
234
234
kW t
361
361
361
38
38
38
38
0
0
0
0
0
180
0
0
0
0
0
0
0
0
38
38
38
42008 kWh
151228 MJ
7041 Nm3
Accumulo:
1407 Nm3
16875 kWh
7143 kWh
25714 MJ
3259 kWh
11731 MJ
7605 kWh
27378 MJ
1527 kWh
5497 MJ
99
Politecnico di Milano, DIIAR Ambientale e Dip. Energetica
Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
______________________________________________________________________________________________
Tabella 7.8: Gestione giornaliera dell’impianto cogenerativo e soddisfacimento del calore richiesto dai digestori nei mesi PRIMAVERILI e AUTUNNALI
ora
Motori in
funzione
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
totale giorno
n°
0.0
0.0
0.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.6
2.0
2.0
2.0
2.0
0.5
1.5
2.0
2.0
2.0
2.0
2.0
2.0
1.5
1.0
1.0
1.0
Biogas consumato
Avanzo biogas
Elettricità
prodotta
Calore BT ai
digestori
kW PCI
0
0
0
1301
1301
1301
1301
2157
2602
2602
2602
2602
669
2027
2602
2602
2602
2602
2602
2602
2027
1301
1301
1301
Nm3/h
0
0
0
218
218
218
218
362
436
436
436
436
112
340
436
436
436
436
436
436
340
218
218
218
Nm3
293
293
293
75
75
75
75
-68
-143
-143
-143
-143
181
-46
-143
-143
-143
-143
-143
-143
-46
75
75
75
kW el
0
0
0
526
526
526
526
850
1052
1052
1052
1052
240
792
1052
1052
1052
1052
1052
1052
792
526
526
526
kW t
0
0
0
280
280
280
280
280
280
280
280
280
181
280
280
280
280
280
280
280
280
280
280
280
42008 kWh
151228 MJ
7041 Nm3
Accumulo:
1407 Nm3
16875 kWh
5788 kWh
20837 MJ
Calore BT dai
Calore dalla
motori disponibile Calore dei fumi condensazione
per riscaldamento all'essiccatore dell'essiccatore ai
ambienti/acqua
digestori
kW t
kW t
kW t
0
0
280
0
0
280
0
0
280
42
234
0
42
234
0
42
234
0
42
234
0
259
396
0
356
469
0
356
469
0
356
469
0
356
469
0
0
131
99
230
375
0
356
469
0
356
469
0
356
469
0
356
469
0
356
469
0
356
469
0
230
375
0
42
234
0
42
234
0
42
234
0
4573 kWh
16462 MJ
7605 kWh
27378 MJ
940 kWh
3384 MJ
100
Politecnico di Milano, DIIAR Ambientale e Dip. Energetica
Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
______________________________________________________________________________________________
Tabella 7.9: Gestione giornaliera dell’impianto cogenerativo e soddisfacimento del calore richiesto dai digestori nei mesi ESTIVI
ora
Motori in
funzione
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
totale giorno
n°
0.0
0.0
0.0
1.0
1.0
1.0
1.0
1.6
2.0
2.0
2.0
2.0
0.5
1.5
2.0
2.0
2.0
2.0
2.0
2.0
1.5
1.0
1.0
1.0
Biogas consumato
Avanzo biogas
Elettricità
prodotta
kW PCI
0
0
0
1301
1301
1301
1301
2157
2602
2602
2602
2602
669
2027
2602
2602
2602
2602
2602
2602
2027
1301
1301
1301
Nm3/h
0
0
0
218
218
218
218
362
436
436
436
436
112
340
436
436
436
436
436
436
340
218
218
218
Nm3
293
293
293
75
75
75
75
-68
-143
-143
-143
-143
181
-46
-143
-143
-143
-143
-143
-143
-46
75
75
75
kW el
0
0
0
526
526
526
526
850
1052
1052
1052
1052
240
792
1052
1052
1052
1052
1052
1052
792
526
526
526
42008 kWh
151228 MJ
7041 Nm3
Accumulo:
1407 Nm3
16875 kWh
Calore BT dai
Calore dei fumi
Calore dalla
Calore BT dai
motori disponibile di scarico dei
condensazione
motori ai
per riscaldamento
motori
dell'essiccatore ai
digestori
ambienti/acqua
all'essiccatore
digestori
kW t
kW t
kW t
kW t
0
0
0
175.66
0
0
0
175.66
0
0
0
175.66
176
144
234
0.00
176
144
234
0.00
176
144
234
0.00
176
144
234
0.00
176
360
396
0.00
176
457
469
0.00
176
457
469
0.00
176
457
469
0.00
176
457
469
0.00
176
5
131
0.00
176
332
375
0.00
176
457
469
0.00
176
457
469
0.00
176
457
469
0.00
176
457
469
0.00
176
457
469
0.00
176
457
469
0.00
176
332
375
0.00
176
144
234
0.00
176
144
234
0.00
176
144
234
0.00
3689 kWh
13280 MJ
6609 kWh
23792 MJ
7605 kWh
27378 MJ
527 kWh
1897 MJ
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A causa della manutenzione, per 8 settimane l’anno è disponibile un solo motore, che
equivalgono ad 1 settimana di fermata a stagione per motore. In tali giorni si è ipotizzato che sia in funzione per 24 ore un motore al carico nominale, con prestazioni
dell’impianto cogenerativo riportate nella Tabella 7.10. Si è assunto di utilizzare nella
caldaia a gasolio del sistema di essiccamento la quota di biogas prodotta in esubero rispetto al consumo del motore. La combustione di tale biogas fornisce all’essiccamento
dei fanghi un’energia termica pari a 1.957 GJ, riducendo quindi la richiesta di gasolio.
Tabella 7.10: Prestazione giornaliera dell’impianto cogenerativo nei giorni un in cui è disponibile
motore, mentre l’altro è fermo per manutenzione.
Biogas consumato
prestazioni
motore
totale giorno
Avanzo biogas
Elettricità
prodotta
Calore BT dai
motori ai
digestori
Calore BT dai
motori a
riscaldamento
ambienti/acqua
Calore dai fumi
Calore BT
dall'essicc. ai
dei motori
digestori
all'essicc.
1301 kW
218 Nm3/h
75 Nm3/h
526 kW
324 kW
0 kW
234 kW
38 kW
31224 kWh
112406 MJ
5234 Nm3
1807 Nm3
12624 kWh
45446 MJ
7767 kWh
27962 MJ
0 kWh
0 MJ
5625 kWh
20249 MJ
902 kWh
3248 MJ
7.3.4 Prestazioni annue dell’impianto cogenerativo
Di seguito si riportano le prestazioni dell’impianto di cogenerazione in termini di produzioni annue di energia elettrica (Tabella 7.11) e calore e la loro suddivisione stagionale in fasce orarie. Nella Tabella 7.12 è riportata la produzione dei motori di calore a bassa temperatura (BT) e di calore ad alta temperatura dai fumi di scarico utilizzato per
l’essiccamento. Sono inoltre indicati il calore dalle caldaie a gasolio di integrazione per
l’essiccamento ed il calore fornito ai digestori dal recupero di energia termica nella condensazione dell’impianto di essiccamento. Nelle caldaie a gasolio viene anche utilizzato
il biogas che avanza nei periodi in cui un solo motore è disponibile, mentre l’altro è
fermo per manutenzione. Tale biogas fornisce all’essiccatore circa 1.957 GJ, valore non
incluso nella Tabella 7.12.
Tabella 7.11: Produzione di energia elettrica, valori in kWh
F1
F2
F3
F4
TOTALE
19.422
549.278
106.390
799.824
1.474.914
Primavera+Autunno
116.529
773.337
657.702
1.404.682
2.952.250
Estate
301.034
367.307
60.561
764.099
1.493.000
ANNO
436.985
1.689.922
824.653
2.968.605
5.920.164
Inverno
102
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Tabella 7.12: Produzione di energia termica dell’impianto cogenerativo (colonne evidenziate in giallo), integrazione della caldaia alimentata a gasolio per l’essiccamento dei fanghi e calore di recupero dalla condensazione inviato ai digestori (valori al lordo del 3% di perdite termiche).
Inverno
Mezza stagione
Estate
ANNO
Calore BT
Calore BT
Calore da
Calore BT
Totale calore Calore dai fumi
dei motori
disponibile dai motori ai dall'essicazione
BT ai
caldaia a gasolio
all'essicatore
dai motori
digestori
ai digestori
digestori
all'essiccazione
GJ
GJ
GJ
GJ
GJ
GJ
3.275
2.371
469
2.840
2.392
6.540
3.262
1.944
261
2.204
2.392
6.540
3.241
1.235
146
1.381
2.392
6.540
13.039
7.494
1.136
8.630
9.566
26.162
Il calore disponibile a bassa temperatura (BT) in esubero rispetto a quanto richiesto dai
digestori può essere utilizzato per riscaldamento. Tale calore può completamente sostituire quello attualmente fornito dalle caldaie a gasolio delle palazzine della Lura, come
mostrato nella Tabella 7.13. Rimane una considerevole quantità di calore che potrebbe
essere esportato ad utenze termiche poste nelle vicinanze, la cui opportunità dovrà essere valutata.
Tabella 7.13: Utilizzo del calore disponibile a bassa temperatura recuperato dai motori cogenerativi
e dalla condensazione dell’impianto di essiccamento (al netto del fabbisogno dei digestori).
Calore BT disponibile per
Calore BT inviato
riscaldamento ambienti/acqua
alle palazzine
Lura
dai motori
condensazione
GJ
Inverno
Mezza stagione
Estate
ANNO
903
1.318
2.006
5.546
GJ
6.478
6.686
6.801
26.651
GJ
424
135
128
821
Calore BT
dissipato
GJ
6.958
7.870
8.678
31.376
Potenza termica
equivalente
esportabile
MW
0,88
1,00
1,10
0,99
103
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8. SCENARI PER LE VALUTAZIONI ECONOMCHE
Nei due capitoli precedenti sono state valutate alcune alternative di co-digestione fanghi
e si è pervenuti alla individuazione della soluzione più opportuna, rappresentata dallo
schema 3.
Per questo scenario verranno effettuate nel successivo capitolo delle valutazioni economiche di larga massima aventi lo scopo di:
valutarne i costi di investimento, i costi ed i ricavi di gestione;
confrontare il bilancio economico ottenuto nel punto precedente con quello in assenza di tale realizzazione, ovvero in assenza di FORSU.
Per effettuare in maniera corretta tale ultimo confronto, è stato necessario rendere omogenee le ipotesi di partenza e, in particolare, i quantitativi dei diversi fanghi grezzi prodotti nell’impianto.
Infatti, come più volte richiamato e spiegato nel corso dello studio, le produzioni di fango che si hanno attualmente e realmente nell’impianto di Caronno non corrispondono a
quelle assunte nell’analisi dello scenario di co-digestione e questo per i seguenti motivi
principali:
la produzione attuale di fanghi primari è molto inferiore a quella che dovrebbe pervenire anche dai soli utenti civili allacciati e questo aspetto, già segnalato nello studio del 2003, non trova giustificazione, se non considerando che vi siano cospicue
riduzioni dei solidi sospesi sedimentabili scaricati dagli utenti allacciati (minor utenza allacciata, mantenimento delle fosse settiche anche a seguito
dell’allacciamento, sedimentazione in rete, solubilizzazione dovuto ad accumuli prolungati nell’impianto, ecc.). Nello scenario di co-digestione si è quindi adottata una
produzione giornaliera di 3000 kgSS/d, aumentando cautelativamente del 25% i
quantitativi medi annuali attuali di fanghi primari;
non vi è attualmente una produzione significativa di fanghi terziari, dato che la filtrazione terziaria è sottodimensionata e non viene effettuata la rimozione chimica
del fosforo. In accordo alla nuova normativa regionale, entrata in vigore quest’anno,
gli impianti di potenzialità superiore ai 100.000 AE dovranno, a partire dalla fine del
2008, ridurre il fosforo fino ad 1 mgP L-1 e il tenore complessivo di azoto fino a 10
mgN L-1. Ciò comporterà la necessità di potenziare la filtrazione terziaria ed effettuare la de-fosfatazione per via chimica, come peraltro già indicato nello studio del
2003. Nella prospettiva del 2008, quindi, andrà considerata una produzione di fanghi terziari pari a quella in tale studio calcolata e pari a 2.183 kgSST/d.
Lo scenario in assenza di FORSU, ma con l’adeguamento delle produzioni di fango ai
valori assunti per l’analisi dello scenario della co-digestione viene nel seguito riferito
come scenario base 2008. Esso si caratterizza dalle seguenti produzioni di fango grezzo:
primari: 3000 kgSST/d, di cui 1920 kgSSV/d (64%)
secondari : 5.160 kgSST/d
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terziari: 2.182 kgSST/d
La somma di questi contributi, pari a circa 10.300 kgSST/d, corrisponde ad un contributo specifico rispetto agli abitanti equivalente serviti (vedi Tabella 4.2), pari a circa 60
gSST/AE/d, un valore che rimane comunque al di sotto dei valori tipici per impianti di
depurazione provvisti di rimozione dell’azoto e del fosforo.
Si assume che i soli fanghi primari vengano inviati a digestione anaerobica, in considerazione delle modestissime produzioni di biogas che è lecito aspettarsi dai fanghi terziari e dal fango biologico, caratterizzato da età del fango molte elevate.
Come nello scenario di co-digestione, i flussi di fanghi secondari e terziari saranno
quindi inviati, previo adeguato ispessimento, alla disidratazione nella esistente centrifuga, con un tenore di secco in uscita del 30% ed un perdita complessiva di solidi con i
surnatanti del 5%.
Il fango primario, alimentato alla digestione con un tenore del 3,5 % di secco (Qfango umi3
do = 86 m /d) sottoposto a digestione, fornirà in questo caso una produzione specifica di
biogas di 0,55 Nm3/kgSValimentati, calcolato in accordo alla formula di Pöpel ma tenendo conto del più elevato tempo di permanenza del digestore e di un fattore riduttivo
k pari a 0,7.
Ne deriva quindi una produzione giornaliera di biogas pari a 1.056 Nm3/d, ed una quantità di fanghi primari digeriti pari a 1.911 kgSST/d, tenendo conto della riduzione dei
volatili (- 1.089 kgSSV/d) operata in digestione secondo la formula già utilizzata nei
precedenti capitoli.
Si ipotizza che il tenore di secco dei fanghi primari in uscita dalla sezione di digestione
non vari rispetto all’ingresso (3,5%), per l’azione della riduzione del tenore di secco nei
primari a seguito della digestione e dell’ispessimento che si realizza invece nel secondario. Il fango primario digerito in uscita dal digestore secondario viene poi anch’esso disidratato al 30% in centrifuga, con una perdita del 5% di solidi nei surnatanti.
Il quantitativo totale di fanghi disidratati sarà quindi pari alla somma dei fanghi primari
digeriti, dei secondari e dei terziari, al 30%.
Derivano quindi i seguenti quantitativi complessivi di fango, per lo scenario base 2008,
calcolati su base secca ed umida:
Qsecca = (1.911 + 5.160 + 2.183)·(1-0,05) =
8.791 kgSST/d
Qumido = 8.791/0,3 = 29.304 kgfango umido/d = 29,3 tfango umido/d
Nello scenario base 2008 i fanghi prodotti nell’impianto di depurazione disidratati al
30% di sostanza secca vengono inviati allo smaltimento in discarica.
Per quanto riguarda la produzione di biogas nello scenario base 2008, valutata pari a
1.056 mn3/giorno e corrispondente a circa 385.400 mn3 all’anno, si assume anche in questo caso un contenuto medio di metano del 60% molare ed una produzione costante durante l’anno. La potenza resa disponibile dal biogas, riferita al potere calorifico inferio-
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re, risulta quindi di 263 kW, corrispondente ad un contenuto energetico annuo di 8.280
GJ.
Lo sfruttamento del biogas in un motore di nuova installazione con un rendimento elettrico del 40% e un recupero termico del 45% rende disponibile mediamente una potenza
elettrica di 105 kWe un calore 118 kWt. Quindi, per garantire l’utilizzo di tutto il biogas
prodotto, la taglia minima del motore sarà intorno a 125 kWe. Si tratta di una taglia relativamente piccola rispetto a quanto fornito da alcuni costruttori, che comunque può
essere coperta dalle macchine reperibili sul mercato.
Ipotizzando che il motore a causa di manutenzioni e guasti abbia una disponibilità del
92%, analogamente a quanto considerato nel caso di co-digestione di fanghi e FORSU,
(perciò il motore funziona 336 giorni all’anno) e assumendo che il motore sia alimentato in modo costante e abbia le prestazioni sopra riportate, si ottiene la produzione annua
di elettricità indicata nella Tabella 8.1.
Tabella 8.1 Produzione di energia elettrica nel caso base 2008, valori in kWh
F1
F2
F3
F4
Inverno
1.939
56.702
15.993
137.055
Primavera+Autunno
11.631
79.480
80.450
251.817
Estate
30.047
44.587
9.693
129.883
ANNO
43.617
180.769
106.135
518.755
TOTALE
211.689
423.378
214.209
849.277
Poiché i digestori devono essere mantenuti a 34°C, è necessario fornire il calore sia per
scaldare il flusso fresco di fanghi primari in ingresso (pari a 3.000 kgSST/giorno con
una umidità del 96,5%) sia per compensare le perdite termiche dei digestori. Nella
Tabella 8.2 è riportato il calore richiesto dai digestori nelle varie stagioni, calcolato assumendo le stesse ipotesi adottate per il caso con fanghi e FORSU.
Tabella 8.2 Potenza termica e calore medio giornaliero richiesto dai digestori alimentati con 3.000
kgSST/giorno di fanghi primari ad un tenore di umidità del 96,5%.
Fanghi primari
inverno
Potenza termica media dispersa da
un digestore
kW
Potenza termica media per
riscaldamento massa entrante
kW
Totale potenza termica richiesta dai
digestori
kW
Energia termica media
giornaliera richiesta dai digestori MJ/giorno
mezze
stagioni
estate
37
16
26
100
50
79
173
82
132
14.975
7.072
11.382
Si è assunto inoltre che la rete di distribuzione del calore abbia il 3% di perdite termiche.
Per il riscaldamento dei digestori si ipotizza di impiegare il calore recuperato dai motori.
Tale energia termica è sufficiente a soddisfare totalmente la richiesta dei digestori solo
nei mesi estivi, mentre nei restanti mesi è necessaria una integrazione con caldaia a ga-
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solio, che risulta pari a circa 60 kWt in inverno e 18 kWt nelle mezze stagioni. Considerando di utilizzare per l’integrazione la caldaia esistente avente un rendimento dell’80%,
si ottiene quindi un consumo di gasolio annuo di 24.400 litri all’anno. Tale valore è pari
circa all’attuale consumo di gasolio per i digestori. Durante i periodi di fermata del motore, il biogas è utilizzato in caldaia come combustibile per la produzione del calore necessario ai digestori.
In estate avanza parte del calore recuperato dai motori, pari a circa 35 kWt. Poiché la
disponibilità di tale energia termica è concentrata in pochi mesi, che corrispondono inoltre al periodo di minor richiesta di calore, nelle stime proposte in questo studio
l’impiego di questo calore non è stato considerato.
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9. VALUTAZIONI ECONOMICHE DI MASSIMA
In questo capitolo è riportata una stima dei costi di investimento e del bilancio di esercizio nello scenario con co-digestione della FORSU. Le ipotesi adottate per determinare
le produzioni dell’impianto sono descritte nei capitoli precedenti (Cap. 6, Cap. 7). Si ricorda, in particolare, che si è assunto un conferimento annuo di FORSU pari a 19.000 t
distribuito su 300 giorni; la produzione complessiva di biogas dalla co-digestione di
fanghi primari e FORSU risultata pari a 2,57·106 mn3/anno, ipotizzata distribuita in modo costante durante l’anno. Per quanto riguarda i costi di investimento, si è considerato
per le linee di pretrattamento della FORSU un dimensionamento adeguato alla massima
potenzialità prevedibile, pari a 27.000 t/anno come discusso nel par. 6.2.1, mentre per
gli altri adeguamenti impiantistici si è considerato un conferimento di FORSU pari a
19.000 t/anno.
Per confronto, sono state effettuate le stesse stime economiche per uno scenario di riferimento, chiamato scenario base 2008 e descritto dettagliatamente nel Cap. 8, che non
prevede il conferimento di FORSU.
Una eventuale assenza di conferimento della FORSU nel mese di agosto comporta variazioni rispetto a quanto determinato in questo studio sia nelle produzioni di biogas, e
quindi nell’andamento del funzionamento dei motori, sia nella gestione delle fermate
dei motori per manutenzione. Tuttavia, se il quantitativo totale annuo di FORSU conferita rimane invariato ed il conferimento è distribuito in modo uniforme nei restanti 11
mesi, le stime dei bilanci energetici ed economici di massima riportati in questo studio
non subiscono modifiche sostanziali. Infatti l’incremento del conferimento di FORSU
nei restanti 11 mesi, che risulterebbe di circa il 10%, comporterebbe indicativamente un
aumento proporzionale della produzione di biogas in tali periodi, ma il quantitativo totale annuo prodotto risulterebbe circa invariato. Quindi la produzione elettrica annua dei
motori rimarrebbe costante11, poiché la diminuzione della generazione elettrica di agosto sarebbe circa pari all’incremento della generazione negli altri 11 mesi dell’anno12.
Ne consegue che, in prima approssimazione, le voci di costo e ricavo risulterebbero circa uguali a quanto calcolato con l’ipotesi di conferimento della FORSU distribuita su 12
mesi.
9.1 Costi investimento
La Tabella 9.1 riporta la stima dei costi di investimento. Tali valori non comprendono le
spese tecniche, di progettazione e i costi relativi a permessi e autorizzazioni.
11
Infatti, a pari quantità di biogas disponibile la produzione di elettricità è funzione del rendimento dei
motori, che a sua volta varia con il carico. Nella gestione dei motori proposta in questo studio si considera
che i motori funzionino prevalentemente al carico nominale, così da ottenere un rendimento il più possibile elevato. Con questa ipotesi, il rendimento medio dei motori nel caso di conferimento della FORSU su
12 mesi o su 11 mesi è circa lo stesso, con minime variazioni della produzione di elettricità.
12
Anche la fascia di produzione di tale energia risulta circa invariata: il mese di agosto si trova prevalentemente in fascia F4 e l’incremento nei restanti 11 mesi si verifica nelle ore notturne (che si trovano sempre in fascia F4), poiché per la maggior parte delle ore diurne i motori sono già considerati funzionanti al
carico nominale.
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Lo scenario base 2008 presenta un unico costo di investimento corrispondente
all’installazione di un nuovo motore cogenerativo a biogas. Tale costo è stato stimato a
partire dalla valutazione effettuata per lo scenario con FORSU (in cui si assume di installare 2 motori da 525 kWe), scalato con un fattore di scala 2/313, valore comunemente
adottato nella pratica impiantistica. Lo scenario co-digestione di fanghi e FORSU richiede anche l’installazione delle apparecchiature necessarie al trattamento della FORSU e dell’impianto di essiccamento dei fanghi.
Tabella 9.1 Stima dei conti di installazione, valori in €
Scenario base 2008
Costi installazione
pretrattamento FORSU + biofiltrazione
adattamento digestori
opere civili trattamento FORSU
trattamento surnatante
centrifughe materiale digerito
essiccatore
silos fanghi disidratati e opere civili essiccamento
motori+trattamento biogas+compressori+aux
adeguamento rete biogas
gasometro
Investimento
200.000
200.000
Scenario digestione
fanghi e FORSU
2.400.000
250.000
900.000
250.000
170.000
1.600.000
700.000
830.000
100.000
400.000
7.600.000
Non sono stati invece considerati gli ulteriori costi di investimento dell’impianto di depurazione che potrebbero essere necessari in entrambi gli scenari, quali ad esempio la
defosfatazione per via chimica e il potenziamento della filtrazione terziaria citati nel
Cap. 8.
9.2 Costi e ricavi di gestione
Nella Tabella 9.2,
Tabella 9.3 e Tabella 9.4 riepilogati i principali flussi annui di massa ed energia del sistema costituito dall’impianto di digestione e dell’impianto cogenerativo per lo scenario
base 2008, di riferimento, e per lo scenario alternativo con co-digestione di fanghi e
FORSU. Per lo scenario di co-digestione, nel sistema analizzato rientra anche
l’impianto di essiccamento dei fanghi integrata da caldaia a gasolio.
Nella valutazione dei consumi della linea fanghi si sono considerati solo gli extra consumi imputabili al trattamento della FORSU, poiché tutti gli altri consumi sono presenti
in entrambi gli scenari. A titolo di esempio, nel considerare i consumi energetici per la
13
Scalare con un fattore di scala 2/3 significa assumere la formula: (C/Co )=(P/Po)2/3, dove C e P sono rispettivamente il costo da stimare del motore e la relativa potenza, mentre Co e Po sono i valori di riferimento.
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miscelazione dei digestori, è stato tenuto conto solo del maggior consumo rispetto a
quella esistente.
Parte del calore necessario all’essiccamento dei fanghi disidratati è fornita dal calore recuperato dai gas di scarico dei motori e dalla combustione del biogas che avanza nei periodi in cui un solo motore è disponibile. Nonostante questa energia termica sia utilizzata per l’essiccamento indifferentemente del materiale digerito e del flusso di fanghi secondari e terziari, al fine delle valutazioni economiche si considera che tale calore sia
utilizzato esclusivamente per l’essiccamento della massa proveniente dalla digestione di
fanghi primari e FORSU. Una quota dell’energia termica necessaria per l’essiccamento
di tale massa deve comunque essere fornita dal gasolio. Il flusso di fanghi secondari e
terziari invece è considerato separatamente poiché proviene dalla linea acque
dell’impianto di depurazione e il suo quantitativo è indipendente dalla produzione di
biogas.
Tabella 9.2 Riepilogo dei flussi di energia termica e dei consumi di gasolio nello scenario base 2008
e nello scenario alternativo
PRESTAZIONI ANNUE
Calore totale netto richiesto dai digestori
Calore dai motori ai digestori
Calore dai motori all'essiccatore
Calore a palazzine da motori e da essiccatore
Calore a bassa temp. dissipato
Calore da combustione avanzo biogas a essiccatore
Calore caldaie a gasolio per riscald. digestori (*)
Calore caldaie a gasolio per riscald. palazzine (*)
Calore caldaie a gasolio per essicc. fanghi pr+FORSU (*)(**)
Calore caldaie a gasolio per essicc. fanghi II e III (*)
GJ
GJ
GJ
GJ
GJ
GJ
GJ
GJ
GJ
GJ
Scenario base 2008
Scenario digestione
fanghi e FORSU
4.204
3.440
0
0
248
0
696
821
0
0
8.371
7.507
9.594
821
31.398
1.957
0
0
10.234
15.928
Gasolio per riscaldamento digestori
litri
32.000
0
Gasolio per riscaldamento palazzine
litri
24.409
0
Gasolio per essicc. fanghi primari+FOUSU
litri
0
318.106
Gasolio per essicc. fanghi secondari+terziari
litri
0
496.433
(*) Valori relativi al calore ceduto in caldaie a gasolio, al netto del rendimento di caldaia
(**) Per l'essiccamento dei fanghi primari+FORSU, a tale valore si aggiunge il calore recuperato dai fumi
dei motori e il calore dalla combustione in caldaia del biogas avanzato
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Tabella 9.3 Riepilogo dei consumi e produzioni di energia elettrica nello scenario base 2008 e nello
scenario alternativo
Scenario digestioScenario base
ne fanghi e FOR2008
SU
PRESTAZIONI ANNUE
Elettricità generata F1
MWh
44
437
Elettricità generata F2
MWh
181
1.690
Elettricità generata F3
MWh
106
825
Elettricità generata F4
Totale elettricità generata
MWh
519
2.969
MWh
849
5.920
Elettricità per pretrattamento FORSU
MWh
0
1104
Extra elettricità per miscelazione digestori
MWh
0
175
Elettricità per disidratazione materiale digerito
MWh
0
180
Totale extra elettricità consumata
MWh
0
1459
Consumo elettricità specifico alla FORSU
kWh/t
0
77
Tabella 9.4 Riepilogo dei consumi di polielettrolita e dei flussi di fanghi e FORSU nello scenario base 2008 e nello scenario alternativo
Scenario digestioScenario base
ne fanghi e FOR2008
SU
PRESTAZIONI ANNUE
Dosaggio polielettrolita
Consumo polielettrolita per materiale digerito
kg/kgSS
kg
0,008
5.580
0,008
31.782
FORSU ritirata
Scarti FORSU
t
t
0
0
19.000
1.900
Fanghi primari+FORSU all'essiccatore
Fanghi secondari e terziari all'essiccatore
Fanghi essiccati al 10% umidità
Fanghi disidratati al 70% umidità
t
t
t
t
0
0
0
10.695
12.006
8.486
6.831
0
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Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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Le ipotesi adottate per il calcolo dei costi e dei ricavi di gestione sono indicate nella
Tabella 9.5. I valori più incerti, poiché soggetti a variazioni anche molto significative
delle condizioni di mercato, sono il costo del gasolio e la remunerazione dell’energia elettrica.
Per il costo del gasolio si è assunto il prezzo medio del primo quadrimestre del 2006,
calcolato sulla base dei valori pubblicati dalla Unione Petrolifera per il gasolio ad uso
riscaldamento. Per i ricavi della cessione dell’elettricità per fasce orarie si è considerata,
analogamente, la media dei valori mensili dei primi 4 mesi del 200614, pubblicati al 1
giugno 2006 dall’Acquirente Unico secondo la delibera dell’Autorità per l’energia Elettrica a il Gas n. 5/04.
Tabella 9.5 Ipotesi adottate per il bilancio economico
Ricavi unitari
Certificati verdi (primi 8 anni)
5.500
Elettricità F1
135
Elettricità F2
115
Elettricità F3
90
Elettricità F4
65
Ritiro FORSU
65
Costi unitari
Costo gasolio
1,1
Acquisto elettricità
100
Smaltimento scarti FORSU
60
Smaltimento materiale digerito e disidratato
meccanicamente a discarica
115
Smaltimento materiale digerito ed essiccato termicamente al cementificio
55
Costo polielettrolita
3
Personale di conduzione
40.000
Manutenzione motori
20
Manutenzione impianti tratt. FORSU e essicc.
€/ 50MWh
€/MWh
€/MWh
€/MWh
€/MWh
€/t
€/l
€/MWh
€/t
€/t
€/t
€/kg
€/persona-anno
€/MWh
3,0% annui dell'inv. per opere elettromeccaniche
0,5% annui dell'inv. per opere civili
La Tabella 9.6 riporta il bilancio economico annuo in cui le voci di ricavo e di costo sono quelle di pertinenza della gestione della co-digestione di fanghi e FORSU abbinato
alla cogenerazione e all’essiccamento. Non sono invece state considerate le voci legate
all’impianto di depurazione su cui non incide la realizzazione delle modifiche impiantistiche analizzate in questo studio.
14
Per la fascia F1, non presente nei primi 4 mesi dell’anno, si è assunto un incremento percentuale pari
alla media degli incrementi delle altre fasce nello stesso periodo rispetto all’ultimo quadrimestre del 2005.
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Tabella 9.6 Bilancio economico annuo nello scenario base 2008 e nello scenario alternativo con
FORSU, valori in €
Scenario base
2008
RICAVI
Certificati verdi (solo primi 8 anni)
88.000
561.000
5.900
59.000
53.100
elettricità F2
20.800
194.300
173.500
elettricità F3
9.600
74.200
64.600
elettricità F4
Gasolio per riscaldamento digestori e palazzine
Gasolio per essicc. fanghi primari+FORSU (****)
Gasolio per essicc. fanghi II e III
Ricavi - Costi
649.000
elettricità F1
Ricavi elettricità
Ritiro FORSU
Totale ricavi
COSTI
O&M trattamento FORSU (*)
O&M motori e rete biogas (**)
O&M essiccamento (***)
Personale (3 persone)
Elettricità trattamento FORSU
Smaltimento scarti FORSU
Consumo polielettrolita
Extra costi linea acque per rimozione N e P
Smaltimento fanghi essiccati al 10% umidità
Fanghi disidratati al 70% di umidità
Totale costi
Scenario co∆:
digestione fan- (scenario FORSU) ghi e FORSU (scenario base 2008)
33.700
193.000
159.300
70.000
0
158.000
520.500
1.235.000
2.404.500
450.500
1.235.000
2.246.500
0
17.000
0
0
0
0
16.700
0
96.600
120.900
51.500
120.000
145.900
114.000
95.300
484.000
96.600
103.900
51.500
120.000
145.900
114.000
78.600
484.000
62.100
0
0
0
350.900
546.100
-62.100
350.900
546.100
0
1.229.900
1.325.700
375.700
0
2.500.900
375.700
-1.229.900
1.175.200
-1.167.700
-96.400
1.071.300
(*) Pari al 3% dell'investimento relativo a pretrattamento FORSU, biofiltrazione, adattamento digestori, trattamento surnatante,
centrifughe materiale digerito, più lo 0,5% dell'investimento per le opere civili del pretrattamento FORSU
(**) Pari al prodotto della stima del costo di manutenzione specifico all'energia elettrica prodotta per l'elettricità prodotta, a cui
si somma lo 0,5% dei costi di investimento relativi alla rete di biogas e al gasometro aggiuntivo
(***) Pari al 3% del costo di investimento dell'essiccatore, a cui si somma lo 0,5% di quello del silos dei fanghi disidratati e
delle opere civili relative all'impianto di essiccamento
(****) Oltre che dalla quantità di gasolio riportata, il calore per l'essicc. dei fanghi pr+FORSU è fornito anche dai fumi di scarico dei motori e dalla combustione in caldaia del biogas avanzato
La co-digestione di fanghi primari e FORSU permette di ottenere due voci di ricavo economico: il ritiro della FORSU e la produzione dell’energia elettrica. Considerando
che la generazione elettrica consente anche la vendita dei certificati verdi15, i ricavi rela15
Gli impianti alimentati a fonti rinnovabili hanno diritto ai certificati verdi per i primi 8 anni di esercizio
a seguito di nuova costruzione, potenziamento, rifacimento totale o parziale, riattivazione.
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tivi a queste due voci, risultano entrambi intorno a 1.200.000 €, per un totale di
2.400.000 €.
Per quanto riguarda i costi, la gestione della digestione della FORSU, includendo tutti i
trattamenti richiesti, e dell’impianto cogenerativo richiede circa 1.250.000 €. La seconda voce di spesa, pari a circa 1.275.000 €, è dovuta al trattamento e smaltimento dei
fanghi prodotti, di cui 375.000 € sono richiesti per la cessione al cementificio della massa essiccata, mentre i rimanenti 900.000 € sono imputabili al consumo di gasolio per
l’essiccamento. Oltre la metà del totale consumo di gasolio è richiesta per
l’essiccamento della massa di fanghi secondari e terziari proveniente dalla linea acque.
Si ricorda che, sia nello scenario base 2008 sia nello scenario di co-digestione, per questi fanghi si è adottato un quantitativo prodotto ragionevolmente dall’impianto di depurazione, come indicato precedentemente, ma che risulta significativamente superiore rispetto ai valori rilevati negli ultimi anni.
La Figura 6.1 riporta un confronto dei costi e ricavi tra lo scenario base 2008 e lo scenario con co-digestione della FORSU. Si può notare come grazie alla digestione della
FORSU e all’essiccamento dei fanghi nello scenario alternativo si incrementino notevolmente i ricavi (circa 2.000.000 €) a fronte di un incremento dei costi di gestione relativamente contenuto (circa 1.000.000 €).
Euro
3.000.000
Produzione elettricità
2.500.000
Ritiro FORSU
Costi gestione
2.000.000
1.500.000
Acquisto gasolio
Smaltimento fanghi
1.000.000
500.000
0
Ricavi
Costi
Scenario base 2008
Ricavi
Costi
Scenario co-digestione FORSU
Figura 9.1: Confronto dei costi e ricavi nello scenario base 2008 e nello scenario con co-digestione
della FORSU
Dato che il consumo di gasolio incide in misura così rilevante sul bilancio economico
annuo, si evidenzia che il prezzo del gasolio è affetto da incertezza, poiché presenta una
variabilità elevata e non prevedibile. Come discusso nel Par. 7.1.3, l’investimento
dell’essiccatore ed il suo funzionamento con gasolio risulta attraente fintanto che, ai costi attuali di smaltimento di 115 €/t, il prezzo del gasolio è inferiore a 1,4 €/l.
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Come già citato al Par. 7.1.4, si sottolinea che l’utilizzo di un combustibile alternativo al
gasolio potrebbe comportare una notevole riduzione dei costi di gestione, e come tale
dovrà essere attentamente valutata. In particolare, una opzione certamente interessante è
offerta dal gas naturale, che alle attuali condizioni di mercato consentirebbe una riduzione del costo per il combustibile di circa 1/3. Ciò comporterebbe un incremento del
beneficio annuo dello scenario con FORSU (sempre rispetto allo scenario base 2008) da
1.070.000 € a circa 1.350.000 €. L’opportunità di conseguire questo beneficio dovrà essere valutata considerando contestualmente gli oneri per l’allacciamento e l’attivazione
della fornitura del gas naturale.
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APPENDICE: FLUSSI DI CASSA
Per lo scenario con co-digestione della FORSU e per lo scenario base 2008 sono stati
calcolati i costi di investimento e i costi e ricavi di gestione su un arco temporale di 15
anni a partire dai dati riportati nel Cap. 9 (vedi Tabella A.1 e Tabella A.2). Per i motori
si è considerato, oltre al costo di investimento, un costo di 250 €/kW per la ricostruzione
(“major overhaul”) da effettuare ogni sei anni di funzionamento (ovvero ogni 50.000
ore di funzionamento circa).
I flussi di cassa, calcolati come differenza tra i ricavi e i costi di investimento e di gestione, sono stati scontati assumendo un tasso di attualizzazione del 3% a moneta costante: tale valore rappresenta il tasso di interesse reale, al netto del tasso di inflazione.
La Tabella A.3 riporta i flussi di cassa dello scenario base 2008 e dello scenario con
FORSU. Nei due scenari considerati i flussi di cassa risultano sempre negativi poiché
nel bilancio annuo i costi sono superiori ai ricavi; ne consegue che anche il valore attuale netto (NPV) all’anno 15 è negativo in entrambi i casi. Risulta però che nello scenario
con FORSU l’NPV all’anno 15 è maggiore di 3.000.000 € rispetto all’NPV dello scenario base 2008.
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Tabella A.1 Costi di investimento e costi e ricavi di gestione nell’arco di 15 anni per lo scenario base 2008, valori in euro
Costi di investimento
Anno
2008
2009
2010
2011
2012
2013
2014
2015
2016
2017
2018
2019
2020
2021
2022
2023
pretrattamento opere civili e
i-esimo
FORSU +
adeguamento
biofiltrazione
digestori
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
trattamento
surnatante
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
Ricavi
motori
centrifughe per
adeguamento
essiccamento cogenerativi +
materiale
rete biogas
digerito
ausiliari
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
200.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
gasometro
Totale
investimenti
Certificati
verdi
Ricavi
elettricità
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
200.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
88.000
88.000
88.000
88.000
88.000
88.000
88.000
88.000
0
0
0
0
0
0
0
0
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
Ritiro FORSU Totale ricavi
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
158.000
158.000
158.000
158.000
158.000
158.000
158.000
158.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
70.000
Costi gestione
Anno
i-esimo
O&M
trattamento
FORSU
2008
2009
2010
2011
2012
2013
2014
2015
2016
2017
2018
2019
2020
2021
2022
2023
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
O&M motori
O&M
essiccatore
Personale
Elettricità
trattamento
FORSU
0
17.000
17.000
17.000
17.000
17.000
47.000
17.000
17.000
17.000
17.000
17.000
47.000
17.000
17.000
17.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
Extra costi
Gasolio per
Gasolio per
Smaltimento
Consumo linea acque per riscaldamento essicc. fanghi
scarti FORSU polielettrolita rimozione N e
digestori e
primari
P
palazzine
+FORSU
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
16.700
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
62.100
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
Smaltimento
Gasolio per
Smaltimento
fanghi
essicc. fanghi fanghi essiccati disidratati al
II e III
al 10% umidità
70% di
umidità
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
1.229.900
Totale costi
gestione
0
1.325.700
1.325.700
1.325.700
1.325.700
1.325.700
1.355.700
1.325.700
1.325.700
1.325.700
1.325.700
1.325.700
1.355.700
1.325.700
1.325.700
1.325.700
117
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Tabella A.2 Costi di investimento e costi e ricavi di gestione nell’arco di 15 anni per lo scenario con FORSU, valori in euro
Costi di investimento
Anno
2008
2009
2010
2011
2012
2013
2014
2015
2016
2017
2018
2019
2020
2021
2022
2023
pretrattamento opere civili e
i-esimo
FORSU +
adeguamento
biofiltrazione
digestori
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
2.400.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1.150.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
trattamento
surnatante
250.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
Ricavi
motori
centrifughe per
adeguamento
essiccamento cogenerativi +
materiale
rete biogas
digerito
ausiliari
170.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1.600.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
830.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
gasometro
Totale
investimento
Certificati
verdi
Ricavi
elettricità
Ritiro FORSU
Totale ricavi
400.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
6.900.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
649.000
649.000
649.000
649.000
649.000
649.000
649.000
649.000
0
0
0
0
0
0
0
0
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
520.500
0
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
1.235.000
0
2.404.500
2.404.500
2.404.500
2.404.500
2.404.500
2.404.500
2.404.500
2.404.500
1.755.500
1.755.500
1.755.500
1.755.500
1.755.500
1.755.500
1.755.500
100.000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
Costi di gestione
Anno
i-esimo
O&M
trattamento
FORSU
2008
2009
2010
2011
2012
2013
2014
2015
2016
2017
2018
2019
2020
2021
2022
2023
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
0
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
96.600
O&M motori
O&M
essiccatore
Personale
Elettricità
trattamento
FORSU
0
120.900
120.900
120.900
120.900
120.900
383.400
120.900
120.900
120.900
120.900
120.900
383.400
120.900
120.900
120.900
0
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
51.500
0
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
120.000
0
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
145.900
Extra costi
Smaltimento scarti
Consumo
linea acque per
FORSU
polielettrolita rimozione N e
P
0
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
114.000
0
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
95.300
0
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
484.000
Gasolio per
riscaldamento
digestori e
palazzine
Gasolio per
essicc. fanghi
primari
+FORSU
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
350.900
Gasolio per
Smaltimento
Smaltimento
essicc. fanghi fanghi essiccati fanghi disidratati
II e III
al 10% umidità al 70% di umidità
0
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
546.100
0
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
375.700
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
Totale costi
gestione
2.500.900
2.500.900
2.500.900
2.500.900
2.500.900
2.763.400
2.500.900
2.500.900
2.500.900
2.500.900
2.500.900
2.763.400
2.500.900
2.500.900
2.500.900
118
Politecnico di Milano, DIIAR Ambientale e Dip. Energetica
Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
______________________________________________________________________________________________
Tabella A.3 Flussi di cassa e flussi di cassa attualizzati con tasso del 3% nello scenario base 2008, nello scenario con FORSU e i valori ottenuti dalla differenza
dei due scenari, valori in euro
∆:
Scenario co-digestione fanghi
(scenario FORSU) - (caso base
e FORSU
2008)
Flusso di cassa
Flusso di cassa
∆ flusso di cassa
Flusso di cassa
∆ flusso di cassa
attualizzato
attualizzato
Scenario base 2008
Anno
i-esimo
2008
2009
2010
2011
2012
2013
2014
2015
2016
2017
2018
2019
2020
2021
2022
2023
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
Flusso di cassa
attualizzato
-200.000
-1.167.700
-1.167.700
-1.167.700
-1.167.700
-1.167.700
-1.197.700
-1.167.700
-1.167.700
-1.255.700
-1.255.700
-1.255.700
-1.285.700
-1.255.700
-1.255.700
-1.255.700
-200.000
-1.133.700
-1.100.700
-1.068.600
-1.037.500
-1.007.300
-1.003.100
-949.400
-921.800
-962.400
-934.400
-907.100
-901.800
-855.100
-830.200
-806.000
-6.900.000
-96.400
-96.400
-96.400
-96.400
-96.400
-358.900
-96.400
-96.400
-745.400
-745.400
-745.400
-1.007.900
-745.400
-745.400
-745.400
-6.900.000
-93.600
-90.900
-88.200
-85.700
-83.200
-300.600
-78.400
-76.100
-571.300
-554.600
-538.500
-706.900
-507.600
-492.800
-478.400
-6.700.000
1.071.300
1.071.300
1.071.300
1.071.300
1.071.300
838.800
1.071.300
1.071.300
510.300
510.300
510.300
277.800
510.300
510.300
510.300
-6.700.000
1.040.100
1.009.800
980.400
951.800
924.100
702.500
871.000
845.700
391.100
379.800
368.600
194.900
347.500
337.400
327.600
NPV
-14.619.100
NPV
-11.646.800
∆ NPV
2.972.300
119
Politecnico di Milano, DIIAR Ambientale e Dip. Energetica
Analisi di fattibilità preliminare della digestione anaerobica di fanghi e FORSU
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