methode de calcul d`une filiere de traitement

Transcription

METHODE DE CALCUL D’UNE
FILIERE DE TRAITEMENT
‘’BOUES ACTIVEES - TRES FAIBLE CHARGE NITRIFICATION ET DENITRIFICATION
TRAITEMENT DU PHOSPHORE’’
A.G. SADOWSKI
Responsable du laboratoire SHU-ENGEES
Mars 2002
Méthode de calcul d'une filière de traitement – A.G.SADOWSKI
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TABLE DES MATIERES
I. CARACTERISTIQUES DE L'EFFLUENT A TRAITER .....................................................................................5
1.1) GÉNÉRALITÉS. ......................................................................................................................................................5
1.2) ANALYSES DES PARAMÊTRES DE L'EFFLUENT À TRAITER. .....................................................................................5
1.3) DÉTERMINATION DES FLUX POLLUANTS. ..............................................................................................................7
1.4) DÉCOMPOSITION DES ERREURS. ............................................................................................................................8
1.5) DÉTERMINATION DES VALEURS EXTRÈMES AVEC UNE LOI NORMALE..................................................................10
1.6) DÉTERMINATION DE LA CAPACITÉ DE L'INSTALLATION.......................................................................................10
1.7) DÉFINITION DE L'EFFLUENT EN TEMPS SEC. .........................................................................................................12
1.7.1) Definition de la pollution domestique moyenne sur une zone industrielle.................................................12
1.7.2) Définition de la pollution des matières de vidanges. .................................................................................12
Paramètres ...........................................................................................................................................................12
Eaux usées ............................................................................................................................................................12
Matières de vidange .............................................................................................................................................12
DBO5 /N /P ...........................................................................................................................................................12
100 / 25 / 5............................................................................................................................................................12
100 / 62 / 7.5.........................................................................................................................................................12
1.7.3) Définition de la pollution des boues de curage..........................................................................................12
1.7.4) Débit de temps sec exprimé en m3/j : .........................................................................................................13
1.7.5) Débit de temps sec exprimé en m3 / h.........................................................................................................13
1.8) DÉFINITION DES DEBITS EN TEMPS DE PLUIE. ......................................................................................................14
1.8.1) Typologie des différents débits de pluie (au réseau unitaire) ....................................................................14
1.8.2) Charge polluante en période pluvieuse (au réseau unitaire).....................................................................15
1.9) RÉGIME HYDRAULIQUE JOURNALIER...................................................................................................................15
1.10) RÔLE DES DIFFÉRENTS PARAMÊTRE AINSI DÉFINIS. ...........................................................................................15
2) NIVEAU DE REJET - RENDEMENT A ATTEINDRE .....................................................................................15
2.1) TRADUCTION DE LA DIRECTIVE EUROPEENNE DU 21.05.1991 EN DROIT FRANCAIS ........................................17
2.1.1) LE 1er ARRETE DU 22.12.1994 ...............................................................................................................18
2.1.2) LE 2ème ARRÊTE DU 22.12.1994 ............................................................................................................21
2.1.3) LA CIRCULAIRE n°97-31 du 17 février 1997...........................................................................................22
2.2) CRITERES POUR LE CHOIX D'UNE FILIERE DE TRAITEMENT ..................................................................................23
2.3) DIAGRAMME DE CALCUL DU DIMENSIONNEMENT ...............................................................................................24
III. DIMENSIONNEMENT DE LA FILIERE EAU ................................................................................................25
3.1) REMARQUES GÉNÉRALES ET HYPOTHÈSES DE DIMENSIONNEMENT....................................................................25
3.2) RELEVEMENT EN TÊTE DE L'INSTALLATION.........................................................................................................26
3.2.1) Volume de la bâche de relèvement.............................................................................................................26
3.2.2) Hauteur manométrique totale. ...................................................................................................................27
3.2.2.1 ) Pertes de charge singulières .................................................................................................................................27
3.2.2.2 ) Pertes de charges linéaires....................................................................................................................................28
3.2.3) Puissance de la pompe. ..............................................................................................................................30
3.2.3.1) Puissance sur arbre moteur....................................................................................................................................30
3.2.3.2) Puissance absorbée aux bornes moteur .................................................................................................................31
3.2.4) Intensité électrique absorbée aux bornes du moteur. ................................................................................31
3.2.5) Notion d'hydraulique de base.....................................................................................................................31
3.2.5.1) les canaux à écoulement libre................................................................................................................................32
3.2.5.2) Les lames déversantes assimilées à des déversoir frontaux...................................................................................32
3.3) BASSIN TAMPON .................................................................................................................................................33
3.3.1) Dimensionnement du bassin tampon..........................................................................................................34
3.4) BASSIN D'ORAGE OU BASSIN DE DÉPOLLUTION ....................................................................................................35
3.5) CALCUL DU PRETAITEMENT ................................................................................................................................35
3.5.1) Dégrilleur...................................................................................................................................................35
3.5.1.1) Estimation des quantités de refus de dégrillage.....................................................................................................37
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3.5.2) Dessablage seule........................................................................................................................................37
3.5.3) Dessablage combiné avec le dégraissage. .............................................................................................38
3.5.3.1) Dimensionnement de l'aéroflot..............................................................................................................................38
3.5.3.2) Estimation des quantités de sables. .......................................................................................................................39
3.5.3.2’) Lavage des boues de curage.................................................................................................................................39
3.5.3.3) Estimation des quantités de graisses. ....................................................................................................................40
3.6) CALCUL DE LA ZONE DE CONTACT ......................................................................................................................40
3.7) CALCUL DE LA PRODUCTION DE BOUES EN EXCÈS ...............................................................................................41
3.7.1) Remarques préliminaires ...........................................................................................................................41
3.7.2) Production de boues en excès biologiques.................................................................................................41
3.7.2.1. Charge massique de référence à appliquer en fonction du rendement de la DBO5 ...............................................43
3.7.2.2. Charge massique de référence à appliquer en fonction de l'âge de boue ...............................................................43
3.7.3) Production de boues physico-chimiques ....................................................................................................45
3.8) CALCUL DU CLARIFICATEUR SECONDAIRE .....................................................................................................46
3.9) COMPARAISON ENTRE DIFFERENTES METHODES DE DIMENSIONNEMENT DES
CLARIFICATEURS .................................................................................................................................................52
3.9.1) Rappel ........................................................................................................................................................52
3.9.2) Approche dimensionnelle ...........................................................................................................................53
3.9.2.1 ) La surface de clarification (approche CIRSEE) ...................................................................................................53
3.9.2.2 ) La surface de clarification (approche CEMAGREF) ...........................................................................................54
3.9.2.3 ) La surface de clarification (approche ATV A131) ...............................................................................................54
3.9.2.4 ) Application des différentes méthodes sur l’évaluation de la vitesse ascensionnelle ............................................55
3.9.2.5 ) Volume de clarification (approche CIRSEE) .......................................................................................................57
3.9.2.6 ) Volume d’épaississement (approche CIRSEE) ....................................................................................................57
3.9.2.7 ) Volume du clarificateur (approche CEMAGREF) ...............................................................................................58
3.9.2.8 ) Volume du clarificateur (approche ATV A 131)..................................................................................................59
3.9) DIMENSIONNEMENT DE LA ZONE D'ANOXIE .........................................................................................................59
3.10) DÉNITRIFICATION SIMULTANÉE (EXOGÈNE + ENDOGÈNE).................................................................................62
3.11) DIMENSIONNEMENT DU BASSIN D'AÉRATION ....................................................................................................64
3.12) CALCUL DES BESOINS EN OXYGÈNE ..................................................................................................................65
3.12.1)Capacité d'oxygènation nécessaire en pointe ...........................................................................................66
3.13) DIMENSIONNEMENT DES AÉRATEURS................................................................................................................66
3.13.1) Coefficient global de transfert (C.G.T) ....................................................................................................66
3.13.2) Puissance théorique absorbée..................................................................................................................67
3.13.3) Aération par turbine ou pont brosse. .......................................................................................................68
3.13.4) Aération par insufflation d'air . ...............................................................................................................69
3.13.4.1) Calcul de débits d'air: ..........................................................................................................................................69
3.13.4.2) Calcul de la puissance consommée des surpresseurs : ........................................................................................71
3.13.4.3) Débit de ventilation du local de surpression........................................................................................................71
3.14) BRASSAGE DU BASSIN D'AÉRATION ...................................................................................................................72
3.14.1) Débit de pompage d’un agitateur ............................................................................................................72
3.14.2) Expression de la vitesse moyenne de circulation .....................................................................................73
3.14.3) Relation entre la puissance dissipée & la vitesse moyenne de circulation .............................................73
3.14.4) Relation entre la puissance spécifique, la vitesse et la géométrie du chenal...........................................73
3.14.5) La vitesse horizontale induit par le mobile d’agitation ...........................................................................73
3.14.6) Incidence du spiral flow ...........................................................................................................................75
3.14.7) Synthèse sur l’apport du brassage dans les performances d’oxygénation ..............................................75
3.14.8) Regroupement ou densité des raquettes ...................................................................................................76
3.14.9) Règles à respecter pour le positionnement des agitateurs (optimiser sa poussée) ..................................76
3.14.10) Optimisation des conditions hydrodynamiques des réacteurs ...............................................................76
3.14.11) Puissance de brassage ...........................................................................................................................77
3.15) DIMENSIONNEMENT POMPE D'INJECTION DES SELS MÉTALLIQUES ....................................................................77
3.15.1) Choix des réactifs.....................................................................................................................................77
3.15.2) Volume de la cuve de stockage du réactif (cas du clairtan).....................................................................78
3.15.3) Bilan TAC avec le traitement de l’azote et du phosphore........................................................................79
3.15.3.1) Rappel des unités employées...............................................................................................................................79
3.15.3.2) Consommation et restitution d’alcalinité.............................................................................................................79
3.15.3.3) Stabilité du pH dans le réacteur et sur l’eau triaté...............................................................................................80
3.15.3.4) Bilan TAC entrée / sortie sur une installation ....................................................................................................80
3.16) CALCUL DES DÉBITS DES POMPES DE RECIRCULATION DES BOUES ....................................................................81
3.17) EVALUATION DES CONCENTRATIONS DE L’EFFLUENT TRAITÉ ...........................................................................83
3
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4
3.17.1) Evalutation de la concentration de la DBO5 en sortie ............................................................................83
3.17.2) Evalutation de la concentration des MES en sortie .................................................................................83
3.17.3) Evalutation de la concentration de la DCO en sortie .............................................................................83
IV. DIMENSIONNEMENT DE LA FILIERE BOUE. ............................................................................................83
4.1) FILIÈRE - EPAISSISSEUR STATIQUE HERSÉ + STOCKEUR ......................................................................................84
4.1.1) Volume du stockeur des boues épaissies. ...................................................................................................85
4.1.2) Retour en tête de l'épaississeur ..................................................................................................................85
4.2) FILIÈRE - ÉPAISSISSEMENT DYNAMIQUE + STOCKEUR .........................................................................................86
4.2.1) Volume du stockeur des boues ...................................................................................................................87
4.3) DÉSHYDRATATION PAR FILTRE BANDE................................................................................................................87
4.3.1) Retour en tête du filtre bande.....................................................................................................................87
4.3.2) Aire de stockage boues déshydratées .........................................................................................................88
4.4) CHAULAGE DES BOUES...............................................................................................................................88
4.4.1) Réaction chimique......................................................................................................................................88
4.4.2) Siccité immédiate .......................................................................................................................................89
4.4.3) Siccité après contact de 30'........................................................................................................................89
4.4.4) Siccité après contact de 24 h......................................................................................................................89
4.4.5) Exemple de calcul ......................................................................................................................................89
4.4.5.1) Siccité immédiate avec 52 % CaO ........................................................................................................................89
4.4.5.2) Siccité après 30' de temps de contact ....................................................................................................................90
4.4.5.3) Siccité après 24 h de temps de contact ..................................................................................................................90
4.5) DÉSHYDRATATION PAR FILTRE PRESSE .........................................................................................................90
4.5.1) Le filtre presse avec conditionnement minéral...........................................................................................90
4.5.1.1) Pourcentage de réactif à introduire........................................................................................................................91
4.5.1.2 ) Masse de boues conditionnée ...............................................................................................................................91
4.5.1.3) Concentration de la boues conditionnées ..............................................................................................................91
4.5.1.4) Epaisseur de gâteau ...............................................................................................................................................92
4.5.1.5) Siccité de la boue pressée......................................................................................................................................92
4.5.1.6) Temps de pressée ..................................................................................................................................................92
4.5.1.7) Volume du filtre presse .........................................................................................................................................93
4.5.1.8) Surface du filtre.....................................................................................................................................................93
4.5.1.9) Volume des boues pressées ...................................................................................................................................93
4.5.1.10) Volume occupée par la boue pressée dans une benne .........................................................................................93
4.5.2) Le filtre presse avec conditionnement polymère ........................................................................................94
4.5.1.2) Boue activées très faible charge ............................................................................................................................94
4.5.2.2) Passage FeCl3 à FeCl S0 4....................................................................................................................................95
4.5.2.3) Exemple à 15 % FeCl3 pur ou 5,17 % Fe ............................................................................................................95
4.5.3) Le filtre presse à membrane avec conditionnement polymère ...................................................................96
4.5.4) CARACTERISTIQUES TECHNIQUES DU CONDITIONNEMENT.........................................................96
4.5.4.1) Debit de la pompe H.P ..........................................................................................................................................96
4.5.4.2) Chaine de conditionnement...................................................................................................................................97
4.5.4.3) - Détermination des doses à mettre en oeuvre.......................................................................................................98
Méthode de mesure...............................................................................................................................................98
Expression de la résistance spécifique à la filtration :.........................................................................................99
Test de filtrabilité sous pression...........................................................................................................................99
Détermination du coefficient de compressibilité ................................................................................................101
Conditionnement à mettre en oeuvre..................................................................................................................101
MISE EN OEUVRE DU CONDITIONNEMENT .................................................................................................................101
CONDITIONNEMENT AUX POLYÉLECTROLYTES.........................................................................................................101
Choix du polymere..............................................................................................................................................102
V. BIBLIOGRAPHIE................................................................................................................................................103
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I. CARACTERISTIQUES DE L'EFFLUENT A TRAITER
1.1) GENERALITES.
L'étude des caractéristiques de l'effluent à traiter nécessite de se pencher sur les points suivants :
- définir une situation actuelle (S.A.).
- définir une situation prochaine (S.P.).
- définir une situation future (S.F.).
- réseau unitaire ou séparatif, comportement et fonctionnement des déversoirs
d'orage et des stockages intermédiaires.
- populations raccordées en situation actuelle, prochaine et future.
- pollution industrielle.
- pollution artisanale.
- zone artisanale ou industrielle projetée dans le SDAU ou le POS.
- matières de vidanges à traiter sur le site.
- boues de curage du réseau à traiter sur le site.
- graisses extérieures à traiter sur le site.
- traitement des eaux pluviales.
1.2) ANALYSES DES PARAMETRES DE L'EFFLUENT A TRAITER.
Les caractéristiques des effluents à traiter doivent être obligatoirement
validées par des campagnes de mesure 24 h ( en temps sec et temps de pluie).
Les campagnes des mesures effectuées "sur des échantillons prélevés en continu durant 24h
de façon que les volumes de prises soient proportionnels aux débits instantanés de l'effluent
avec constitution d'un échantillon moyen 24h refrigéré", permet de définir "l'identité" ou la
"morphologie"singulière de l'effluent.
Ces campagnes de mesure 24h permettront en outre de vérifier la cohérence des rapports
entre eux :
DCO MES DBO5 N - NH4 DCO MVS
,
,
,
,
et
.
DBO5 DBO5 NTK
NTK
Pt
MES
5
5
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6
Relations entre les paramètres de pollution
Ratio
DCO
DBO5
MES
DBO5
DBO5
NTK
N - NH4
NTK
DCO
Pt
MVS
MES
DCO
NTK
Effluent Urbain
strict
2,2 – 2,4
Signification
indiquera la mixité et la biodégradabilité relative de l'effluent
0,8 – 1,2
aura une influence sur le % MVS de l'effluent et la production de boues
en excès
4-5
indiquera la mixité relative de l'effluent et influencera le
dimensionnement du réacteur biologique en cas de traitement de l'azote
(nitrification)
indiquera le degré d'ammonification réalisé durant le transfert de
l'effluent dans le réseau ainsi que de la présence potentielle d'une
situation "septique" (notamment lors de la présence de conduite de
refoulement)
0,6 – 0,8
44 - 50
indiquera la mixité relative de l'effluent , les potentialités et la faisabilité
d'un traitement biologique du phosphore
0,65 – 0,75
indiquera "l'organicité" de l'effluent ainsi que sa mixité relative, et aura
une incidence importante sur :
- la production de boues biologiques en excès,
- la qualité mécanique des boues activées (définie par son IM
ou IB),
- le taux de MVS dans le réacteur biologique,
- le dimensionnement du réacteur biologique tant pour le
traitement de la pollution carbonée que pour la nitrification
et la dénitrification simultanée (dans le même
bassin),
- le dimensionnement du clarificateur (indirectement par
l'influence sur l'IM),
- le dimensionnement de la filière boue (directement par
l'influence sur la production de boue et indirectement par
l'influence sur l'IM)
8,8 - 12
indiquera la mixité relative de l'effluent et aura une influence sur la
dénitrification et sur l'intérêt d'une zone d'anoxie dissociée du bassin
d'aération
Les MES dect, DBO5ad2h, DCOad2h; les fractions décantables permettent de définir les
performances des décanteurs primaires et des boues primaires produites.
DBO5 totale = DBO5 particulaire + DBO5 soluble + DBO5 colloïdale
DCO totale = DCO particulaire + DCO soluble + DCO colloïdale
DBO5 ad2h = 60 à 67 % DBO5 tot (pour un effluent domestique)
DCO ad2h = 60 à 67 % DCO tot (pour un effluent domestique)
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7
La T° ; le profil de la température pour définir les cinétiques de nitrifications .
Rappel :
NTK = azote Kjeldahl = Azote organique + Azote ammoniacal = Norg + N-NH4
NGL = Azote global = NTK + N-NO2 + N-NO3
Pt = phosphore totale = P organique + P minéral
Phosphore minéral constitué par les orthophosphates =
PO -3
4
1.3) DETERMINATION DES FLUX POLLUANTS.
La détermination quantitative de la pollution véhiculée par les eaux usées fait appel à la notion de
FLUX POLLUANTS.
La masse de polluant transitée pendant un intervalle de temps T (pris souvent égal à 24h) est le
résultat de l'intégration sur cet intervalle du produit de la concentration du paramètre à analyser
par le débit de l'effluent pris en compte :
24
Φ=
∫ c(t).q(t).dt
0
le flux moyen deviendra
avec
Φ
24h
= Q 24h x C moyenne 24h
Q = débit total sur 24h enregistré.
24h
C
moyenne 24h
= concentration moyenne des prélèvements proportionnels.
Dans certains cas, il y aurau lieu de procéder à des échantillonnages horaires, pour évaluer les
concentration horaires en pointe journalière, en moyenne journalière et en nocturne.
La détermination des flux horaires, déduits directement de concentrations horaires et d'une courbe
horaire des débits transitant durant 24 h sur l'installation, nous donnera une indication importante
pour la détermination des besoins en oxygène en pointe et pour le dimensionnement du volume du
réacteur dans le cas du respect sur le niveau en azote.
De plus, les débits et les concentrations subissent des variations importantes dans le temps et qui
reflètent les rythmes donc des pointes horaires (Cp), des pointes hebdomadaires (Ch) et des
pointes annuelles (Ca) dès l'activités domestique et industrielles.
Suivant le type de réseau et l'exigence d'un traitement des eaux pluviales, ces mesures devront être
définies tant en période de temps sec qu'en période de temps de pluie, ces dernières devront être
raccordées à une mesure des précipitations concernées en colonne de hauteur d'eau (pluviomêtre à
auget basculant).
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8
La détermination des flux polluants fait intervenir une suite de démarches nécessitant chacune une
méthode et un matériel particulier :
- mesure de débit......................... détermination de q(t)
- prélèvement des échantillons.......
- conservations et transports.......... détermination de c
- analyse des échantillons..............
L'échantillonnage et l'analyse introduisent tous deux une erreur, et le plus souvent la première est
très supérieure à la seconde.
Un plan d'échantillonnage étant toujours un compromis entre l'information recherchée et le coût se
fera en fonction de ce que l'on veut chercher à déterminer :
- un état moyen :
une charge moyenne hebdomadaire maximale pour dimensionner
la filière boue, par exemple.
- un percentile : il requiert d'étudier la distribution des valeurs et non les valeurs
elles-mêmes.
- les états extrêmes : correspondant à des percentiles élevés, par exemple mesure des
flux 95 % non dépassés de l'effluent pour déterminer les besoins
en oxygène en pointe ou dimensionner les ouvrages sollicités
hydrauliquement (clarificateur...).
1.4) DECOMPOSITION DES ERREURS.
La moyenne des mesures effectuées sur un échantillon vaut:
X=
∑x
i
n
Les indices centraux de dispersion les plus couramment employés sont :
La variance de l'échantillon :
(x
σ =∑
2
− x )2
n
i
L 'écart-type :
σ = ± σ2
8
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9
et le coefficient de variation :
CV =
σ × 100
x
La première possibilité pour diminuer l'erreur totate est de multiplier le nombre de mesures.
Mais l'écart-type σ x de la distribution des moyennes d'échantillons ne diminue qu'avec la racine
carrée du nombre des mesures :
σx =
σ
n
σ est l'écart-type de la distribution des mesures individuelles.
Donc, pour doubler la précision, il faut quadrupler les mesures.
Décomposition des erreurs, en prodédant à une analyse sur chaque échantillon ;
σ 2totale = σ 2échantillon + σ 2analyse
Pour des nombres
ne
d'échantillons et
formule plus générale :
σ
2
totale
=
σ 2ech
ne
+
na
d'analyses sur chaque échantillons, nous avons la
σ 2anal
n e .n a
Malgré des méthodes analytiques très précises, si l'échantillonnage introduit une erreur
importante, ce qui est souvent le cas, il apparait en règle générale :
- qu'il est plus intéressant de faire une seule analyse sur 3 échantillons, qu'une analyse en
double sur 2 échantillons .
- qu'il est plus intéressant de faire une seule analyse sur 4 échantillons, qu'une analyse en
double sur 3 échantillons.
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1.5) DETERMINATION DES VALEURS EXTREMES AVEC UNE LOI NORMALE.
X 95% = X + 1,645σ
le coefficient de variation étant :
V=
σ
x
X 95% = X(1 + 1,645.V)
Pour les autres probabilités avec P= F(u p ), voir tableau ci-après :
up
P
0,0000
0,2533
0,4289
0,5244
0,6745
0,8416
1,2820
1,6459
1,9600
2,3263
2,5758
O,5000
0,6000
0,6666
0,7000
0,7500
0,8000
0,9000
0,9500
0,9750
0,9900
0,9900
Pour une probabilité de 90 % nous avons :
X 90% = X + 1,2820. σ
1.6) DETERMINATION DE LA CAPACITE DE L'INSTALLATION.
Lorsque l'on souhaite indiquer une notion de taille de l'installation dans différents documents
(A.P.S ou C.C.T.P...), l'on peut alors ramener lex flux déterminés à une capacité exprimée en
"Equivalent-habitant " et non l'inverse, c'est-à-dire définir les flux de l'effluent à traiter par des
ratios rattachés à l'équivalent -habitant.
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L'ensemble peut être ramené à une pollution relative à un équivalent-habitant (Eq.h.)
La pollution correspondant à 1 Eq.h. est définie dans l'arrêté du 06.11.1996.
Un équivalent-habitant représente journellement
Paramètres
Valeur
Débit
DCO
DBO5
MOX*
MES
NTK
Ptot
Lipides
Equitox
Métox
AOX
2DBO5
* avec MOX =
80 à 250 l/j (à boucler avec la consommation
AEP avec 20 à 30 % de pertes dans le réseau)
130 – 145 g
60 g
57 g
55 – 70 g
55 g en réseau séparatif
60 – 70 g en réseau unitaire
15 g
3–4g
15 – 20 g
0,2 de matières inhibitrices
0,23
0,05 g (composés organohalogénés sur charbon
actif)
+ DCO
AD2
AD2
3
Nota : DBO5AD2 ou DBO5AD2h correspond à une DBO5 mesurée après décantation de 2h
1 Eq.h n'est pas véritablement un concept de dimensionnement et ne
correspond pas forcément à la pollution générée par un habitant.
Etabli à l’origine par une approche statistique des mesures effectuées, il sera très variable
suivant le tissus urbain considéré et la présence d'une pollution industrielle.
C'est une notion plutôt fiscale ou de communication pour indiquer la taille d’une
installation de traitement des eaux usées.
L’arrêté du 6.11.1996 définit la quantité de pollution à prendre en compte pour chaque
habitant.
Caractéristiques moyennes des eaux résiduaires urbaines (ERU) en France
Paramètres
Echelle de variation
Fraction décantable
pH
Extrait sec
DCO
DBO5
MES
7,5 – 8,5
1000 – 3000 mg/l
400 – 1000 mg/l
200 – 400 mg/l
200 – 400 mg/l
10 %
30 – 35%
30- 35%
50 – 67 %
11
page
NTK
N-NH4
N-NO2
N-NO3
Ptot
Lipides
Détergents
40 – 100 mg/l
30 – 80 mg/l
0 mg/l
0 mg/l
10 – 25 mg/l
40 – 120 mg/l
6 – 13 mg/l
12
7 – 10 %
0%
0%
0%
5 – 10 %
-
1.7) DEFINITION DE L'EFFLUENT EN TEMPS SEC.
1.7.1) Definition de la pollution domestique moyenne sur une zone industrielle.
Charge de pollution domestique moyenne sur une zone industrielle polyvalente (hors bien
entendu les activités industrielles), exprimée en hectare occupé (ha) ou en emploi.
Débit =
DBO5 =
MES =
DCO ad2 =
6 m3 / ha/ j
ou 100 l /emploi / j
3,1 Kg / ha / j ou 57 g / emploi / j
2,2 Kg / ha / j ou 40 g / emploi / j
60 g / emploi / j
1.7.2) Définition de la pollution des matières de vidanges.
Paramètres
DCO
DBO5
MES
NTK
N-NH4
Ptot
pH
Paramètres
DBO5 /N /P
Concentration en g/l
6 à 30 g/l
2 à 8 g/l
4 à 12 g/l
0,5 à 2,5 g/l
0,4 à 2 g/l
0,1 à 0,5 g/l
7,7 à 8,5
Eaux usées
100 / 25 / 5
Matières de vidange
100 / 62 / 7.5
1.7.3) Définition de la pollution des boues de curage.
Paramètres
DCO
DBO5
MES
NTK
N-NH4
Ptot
pH
Concentration en g/l
5 g/l
2 g/l
6 g/l
0,005 à 0,1 g/l
g/l
0,05 g/l
6,8 à 8
Après décantation de 2h nous avons ;
12
page
13
- 77% d’abattement sur la DCO et DBO = 50% (àvérifier)
- 88 % d’abattement sur les MS
La définition du profil hydraulique fait intervenir les grandeurs suivantes :
1.7.4) Débit de temps sec exprimé en m3/j :
- QEU (eaux domestiques)
- QEI (eaux industrielles)
- QMV (matières de vidange)
- QECP (eaux claires parasites ou de drainage permanent)
Notes :
-
Le débit ci-dessus correspond au débit strictement domestique hors eaux claires parasites
(ECP) ou de drainage permanent.
-
Le pourcentage de MVS dans les MES dépend du rapport MES/DBO5 et de la mixité de
l'effluent (cf tableau ch. 3.4.2).
-
N-NH4 par rapport au NTK varie de 60 à 70% suivant la longueur du réseau et des
conditons de tansfert de l'effluent dans le réseau (présence d'H2S ! T° de l’effluent).
-
1 g de MEH (matieres extractibles à l'hexane) = 2,8 g DCO.
1.7.5) Débit de temps sec exprimé en m3 / h
- Qmts (débit moyen horaire de temps sec)
- Qpts (débit de pointe horaire de temps sec)
- Qnocts (débit horaire nocturne de temps sec)
Des coefficients et des durées
- CpEU (coefficient de pointe de temps sec des eaux usées strictement domestiques).
- CpEI ( coefficient de pointe de temps sec des eaux usées de type industrielles).
- TEI = Durée moyenne de rejet des eaux industrielles.
- Talim = Temps alimentation du réacteur biologique en matière de vidange.
A partir de ces données nous pouvons faire les remarques suivantes :
Qpts =
Q EU
Q EI
QECP
QM.V
. Cp EI +
.Cp eu +
+
24
TEI
24
Talim.
CpEu = 1, 5 +
2, 5
Q EU
. l/s
24
(avec Qeu exprimé en litre / seconde)
13
page
14
1.8) DEFINITION DES DEBITS EN TEMPS DE PLUIE.
Ceci concerne les systèmes d'assainissement composés d'un réseau unitaire.
Détermination des pluies à considérer associées aux capacités d'autoépuration de la rivière
(déclassement d'une classe en période de pluie ou chute de l'O2 dissous de « y » mg/l).
Détermination d'un nombre de déversement des déversoirs d'orage limité par an.
Par ex : 6 à 8 déversement par an pour une pluie de 18 mm he / j
Estimation des flux de pollution supplémentaires apportés lors des évenements pluvieux
considérés, y compris lors des petites pluies comprises entre 3 à 5 mm he / j.
Une pluie provoquant un écoulement dans un réseau se situe aux environs de 2 mm he / j.
Nota :Ces valeurs de Qmax devraient être définies suite à une étude sur l'impact des eaux
pluviales sur le milieu récepteur.
1.8.1) Typologie des différents débits de pluie (au réseau unitaire)
Qmax / j : débit maximum journalier admis en temps de pluie à la station.
Qmax / h : débit maximum horaire admis en temps de pluie à la station.
Qmax prétraitement : débit maxi horaire admis au prétraitement (cas de la présence de
bassin d'orage avec déversoir d'orage en amont du prétraitement).
Qmax admis au bassin d'orage : débit horaire alimentant le bassin d'orage situé à la
station.
Qvidange du bassin d'orage # débit horaire vidange du bassin d'orage.
Qmax biologique : débit horaire maximum admis en temps de pluie sur le réacteur
biologique et sur le clarificateur (hors débit maxi de recirculation).
Qmax décanteur primaire : débit horaire maxi en temps de pluie alimentant le
décanteur primaire (cela suppose qu'il y a un by-bass en aval de ce dernier).
Qmax prétraitement >> Qmax biologique si il y a un by-pass en aval du prétaitement
ou du décanteur primaire.
Qmax biologique # Qmax prétraitement si absence de by-pass en aval du prétraitement
ou du décanteur primaire.
Qmax / h > 3 QMTS (cette valeur risque d'évoluer avec l'application de la Directive
Européenne du 21.05.1991). De plus cette valeur de Qmax / h devrait être définie suite
à une étude sur l'impact des eaux pluviales sur le milieu récepteur.
Qmax / h > QPTS + Qvidange du bassin d'orage
14
page
15
Le clarificateur sera toujours dimensionné sur le Qmax biologique et non sur le
QPTS.
1.8.2) Charge polluante en période pluvieuse (au réseau unitaire)
1.9) REGIME HYDRAULIQUE JOURNALIER.
La répartition dans la journée du débit en périodes (cela en fonction de l'analyse des courbes
d'enregistrement des débits) : par défaut, on peut prendre 3 périodes de pointes soit :
Qpts (Qpointe par défaut 3 périodes de 2 h).
Qd (Qdiurne par défaut 2 périodes de 5 h).
Qn (Qnocturne par défaut 1 période de 8 h).
1.10) ROLE DES DIFFERENTS PARAMETRE AINSI DEFINIS.
- les charges maxi horaires (dimensionnement des capacités d'oxygénation)
- les charges maxi journalières (dimensionnement des réacteurs suivant le pourcentage
de garantie demandé sur le respect du niveau de rejet)
- les charges maxi hebdomadaires (dimensionnement de la filière boue)
- la charge moyenne hebdomadaire (consommation de réactifs, évacuation des boues...)
La charge moyenne hebdomadaire sera définie à partir d'un scénario d'une semaine type.Par
exemple :
- charge moyenne journalière temps sec (3 jours/sem)
- charge correspondante à une grosse pluie (1 jour/sem)
- charge correspondante à la vidange du bassin d'orage (1jour/sem)
- charge correspondante à une petite pluie inférieure à 5 mm he/j ( 2 jours/sem)
2) NIVEAU DE REJET - RENDEMENT A ATTEINDRE
Dans le "cas général" (en référence avec la nouvelle directive CEE au 21.05.91) les rendements à
atteindre associés à un niveau de rejet seront déterminés en fonction de l'objectif de qualité du
milieu récepteur.
- 4 classes de qualité (1A, 1B, 2, 3) définissant des concentrations de référence à
respecter (Conc. ref. de pollution).
- débit de la rivière pris en référence : QE 1/5. Ce débit est le débit d'étiage qui a une
période de retour de 5 ans.
15
page
16
En amont du point de rejet de la station projetée, le flux transporté par la rivière doit être égal à
QE 1/5 (en m3/j) x Conc ref amont.
En aval du point de rejet de la station projetée, le flux transporté par la rivière doit être égal à (QE
1/5 (en m3/j) + Qstation(en m3/j)) x Conc ref aval. Où Qstation est le débit journalier de temps
sec.
Le flux maximum admissible rejeté en sortie de station est donc égal au flux en aval de la
station moins le flux en amont de la station.
Le calcul est à réaliser sous l'hypothèse que la classe amont est égale à la classe aval moins un.
Dans le cas contraire, on prendre concentrations issues de campagne de mesure dans le milieu
récepteur.
Ce calcul est fait sur les paramètres : DCO, DBO5, NTK, MES, N-NH4 , P.
concentration maxi sortie station =
flux maxi admissible
.
Qstation m 3 / j
Les concentration ainsi obtenues sont les concentrations moyenne sur 24 h.
niveau de rejet ≤ concentration maxi sortie station
Niveau de rejet minimal exigé : arrêté du 22.12.94 pour les installations supérieures à 120
kg/j de BO5 et l’arrêté du 21.06.96 pour les installations comprises entre 12kg et 120 kg/j de
DBO5.
Nota :
La concentration en NH4 dans les grilles est exprimée en ions ; il y a lieu de tout ramener en [N].
C'est à dire, par exemple, NH4 = 18 g donne N-NH4 = 14 g.
On a alors :
1A
1B
2
3
conc = 0,1 mg/l NH4
conc = 0,5 mg/l NH4
conc = 2 mg/l NH4
conc = 8 mg/l NH4
soit 0,078 mg/l N-NH4+
soit 0,39 mg/l N-NH4 +
soit 1,56 mg/l N-NH4.+
soit 6.2 mg/l N-NH4.+
Le NTK de l’effluent domestique brut sera en grande partie ammonifié dans la station de
traitement, hormis la part de N soluble organique non ammonifiable ( de l’ordre de 3 à 5% du
NTK entrée) et une fraction de N particulaire (moins de 10% sur un effluent usé domestique)
NTK = azote organique + azote ammoniacal (azote kjedhal)
NGL = NTK+ N-N02 + N-N03 (azote global)
16
page
17
2.1) TRADUCTION DE LA DIRECTIVE EUROPEENNE DU 21.05.1991 EN DROIT FRANCAIS
Les principaux textes de Loi ;
❶ La Loi sur l'eau du 3 janvier 1992,
❷ Le décret du 1er mars 1993, concerne les effluents des Installations Classées soumis à
autorisation ainsi que l'obligation de convention de rejet avant raccordement au réseau d'assainissement
publique,
❸ Les 2 arrêtés du 29 mars 1993, concernent les procédures administratives de déclaration et
d'autorisation ainsi que la nomenclature des opérations soumises à déclaration ou à autorisation, en
fonction des flux généré par l'agglomération et englobe en plus des procédures relatives aux rejets après
traitement ; les déversoirs d'orage, les rejets d'eaux pluviales, l'épandage d'eau usées, l'épandage de
boues...
❹ Le décret du 3 juin 1994, décrit les orientations de la transcription de la Directive du 21 mai
1991, relatif à la collecte et au traitement des eaux usées mentionnées aux articles L. 372-1-1 & L. 372-3 du
Code de Communes.
❺ les 2 Arrêtés du 22 décembre 1994 : "Prescriptions techniques relatives aux ouvrages de
collecte et de traitement des eaux usées", mentionnés aux articles L.372-1-1 & L.372-3 du Code des
Communes.
❻ Les recommandations du 12 mai 1995 pour l'application des arrêtés du 22 décembre 1994.
❼ L’arrêté du 21 juin 1996 fixant les prescriptions techniques minimales relatives aux ouvrages de
collecte et de traitement des eaux usées mentionnées aux articles L.2224-8 etL.2224-10 du code général
des collectivités territoriales, dispensées d’autorisation au titre du décret n° 93-743 du 29 mars 1993.
❽ Circulaire n°97-31 du 17 février 1997 relative à l’assainissement collectif de communesouvrages de capacité inférieure à 120 kg DB05/jour (2000 EH)
Schéma général de la réglementation technique relative aux ouvrages d’assainissement
17
page
OUVRAGES DISPENSES DE
DECLARATION
capacité inférieure
à 12 kg DBO5/jour *
⇓
RELEVANT DE
L’ASSAINISSEMENT
NON COLLECTIF
⇓
ARRETE DU 6 MAI
1996
OUVRAGES SOUMIS
A DECLARATION
capacité comprise
entre
12 et 120 kg
DBO5/jour *
OUVRAGES SOUMIS
A AUTORISATION
capacité supérieure
à 120 kg DBO5/jour
⇓
⇓
18
⇓
RELEVANT DE
L’ASSAINISSEMENT
COLLECTIF
⇓
ARRETE DU 21 JUIN 1996
ARRETES DU 22 DECEMBRE
1994
(*)Sous réserve que ces ouvrages échappent aux seuils d’autorisation ou de déclaration définis par les
autres rubriques de la nomenclature annexée au décret n° 93-743 du 29 mars 1993, notamment la rubrique
2.2.0., et sous réserve des dispositions spécifiques mentionnées à l’article 2 du décret n° 93-743 du 29 mars
1993 pour certaines zones de protection spéciale.
2.1.1) LE 1er ARRETE DU 22.12.1994
Cet arrêté fixe les prescriptions techniques minimales, relatives aux ouvrages de collecte et de
traitement des eaux usées.
18
page
19
REGLES GENERALES APPLICABLES AUX REJETS EN CONDITIONS NORMALES
D’EXPLOITATION POUR DES DEBITS N’EXCEDANT PAS LEUR DEBITS DE REFERENCE
Tableau 1
PARAMETRE
CONCENTRATION MAXIMALE
DBO5
25 mg/l
DCO
125 mg/l
MES
35 mg/l *
(*) Pour le lagunage, cette valeur est fixée à 150 mg/l.
PARAMETRE
DBO5
DBO5
DCO
MES
Tableau 2
CHARGE BRUTE RECUE
Charge brute** 120 à 600 kg/j
Charge brute > 600 kg/j
Toutes tailles
Toutes tailles
PARAMETRE
zone sensible
NGL*
à l’azote
NGL
zone sensible
au phosphore
PT
PT
RENDEMENT MINIMUM
70 %
80 %
75 %
90%
Tableau 3
CAPACITE DE LA
STATION
Charge brute** 600 à
6000 kg/j
Ch. brute > 6000 kg
Ch. brute 600 à 6000 kg
Ch. brute >6000 kg
CONCENTRATION
MAXIMALE
15 mg/l
10 mg/l
2 mg/l
1 mg/l
(*) Ces exigences se réfèrent à une température de l’eau du réacteur biologique aérobie de la station d’épuration d’au moins 12°C.
Cette condition de température peut être remplacée par la fixation de périodes d’exigibilité déterminées en fonction des conditions
climatiques régionales.
PARAMETRE
zone sensible azote
zone sensible phosphore
NGL
PT
Tableau 4
CAPACITE DE LA
STATION
Charge brute** > 600
Charge brute > 600
RENDEMENT
MINIMUM
70 %
80 %
(**) Charge brute de pollution organique reçue, en kg/j (exprimée en DBO5).
Les échantillons moyens journaliers doivent respecter :
- soit les valeurs fixées en concentration figurant au tableau 1,
- soit les valeurs fixées en rendement figurant au tableau 2.
Leur pH doit être compris entre 6 et 8,5, et leur température inférieure à 25°C.
Les rejets dans des zones sensibles à l’eutrophisation doivent en outre respecter en moyenne annuelle :
- soit les valeurs fixées en concentration figurant au tableau 3,
- soit les valeurs fixées en rendement figurant au tableau 4.
19
page
20
REGLES DE TOLERANCE PAR RAPPORT AUX PARAMETRES DCO, DBO5 ET MES
Ces paramètres peuvent être jugés conformes si le nombre annuel d’échantillons journaliers, non conformes
à la fois aux seuils concernés des tableaux 1 et 2, ne dépasse pas le nombre prescrit au tableau 6. Ces
paramètres doivent toutefois respecter le seuil du tableau 5.
Tableau 5
PARAMETRE
DBO5
DCO
MES
CONCENTRATION MAXIMALE
50 mg/l
250 mg/l
85 mg/l
Tableau 6
Nombre d’échantillons
prélevés dans l’année
4-7
8-16
17-28
29-40
41-53
54-67
68-81
82-95
96-110
111/125
126-140
141-155
156-171
172-187
188-203
204-219
220-235
236-251
252-268
269-284
285-300
301-317
318-334
335-350
351-365
Nombre maximal d’échantillons
non conformes
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
20
page
21
3. REGLES DE TOLERANCE PAR RAPPORT AU PARAMETRE NGL
Le paramètre peut être jugé conforme si la valeur de la concentration de chaque échantillon journalier
prélevé ne dépasse pas 20 mg/l.
2.1.2) LE 2ème ARRÊTE DU 22.12.1994
Surveillance des ouvrages de collecte et de traitement des eaux usées
Les dispositifs du présent arrêté sont applicables immédiatement aux nouveaux ouvrages : ils sont
applicables aux anciens ouvrages dans les délais suivants, à compter de sa parution (J.O. du 10/02/95) :
- système d’assainissement recevant une charge brute de pollution organique de :
supérieure à 6000 kg/j = délai 2 ans,
comprise entre 601 et 6000 kg/j = délai 4 ans,
comprise entre 120 et 600 kg/j = délai 5 ans.
1. Mesure de débit :
2. Station pour charge brute > 600 kg : Mesure de débit + enregistrement amont / aval et des préleveurs
asservis aux débits et conservation au froid (pendant 24h) d’un double de l’échantillon
3. Station pour charge brute entre 120 - 600 kg : Mesure + débit + enregistrement aval et des
préleveurs asservis aux débits et conservation au froid (pendant 24h) d’un double de l’échantillon.
ANNEXE 1
SURVEILLANCE DES OUVRAGES DE TRAITEMENT
PARAMETRES
Cas général
Débit
MES
DBO5
DCO
NTK
NH4
NO2
NO3
PT
Boues*
Zones sensibles à
l’azote
NTK
NH4
NO2
120
à
600
601
à
1 800
1 801
à
3 000
3 001
à
6 000
6 001
à
12 000
365
12
4
12
/
/
/
/
/
4
365
24
12
24
6
6
6
6
6
24
365
52
24
52
12
12
12
12
12
52
365
104
52
104
24
24
24
24
24
104
365
156
104
156
52
52
52
52
52
208
365
260
156
260
104
104
104
104
104
260
365
365
365
365
208
208
208
208
208
365
/
/
/
12
12
12
24
24
24
52
52
52
104
104
104
208
208
208
365
365
365
21
12 001
à
> 18 000
118 000
page
NO3
Zones sensibles au
phosphore
PT
/
12
24
52
104
208
365
/
12
24
52
104
208
365
22
(*) Quantité et matières sèches. Sauf cas particulier, les mesures amont des différentes formes de l’azote
peuvent être assimilées à la mesure de NTK.
Tableau 1
Fréquence des mesures (nombre de jours par an).
Charge brute de pollution organique reçue par la station
exprimée en kg/jour de DBO5.
(Celles-ci s’appliquent à l’ensemble des entrées et sorties de la station,
y compris les ouvrages de dérivation)
2.1.3) LA CIRCULAIRE n°97-31 du 17 février 1997
Circulaire n°97-31 du 17 février 1997 relative à l’assainissement collectif de communes-ouvrages de
capacité inférieure à 120 kg DB05/jour (2000 EH)
Références : arrêté du 21 juin 1996 fixant les prescriptions techniques minimales relatives aux ouvrages de
collecte et de traitement des eaux usées mentionnées aux articles L.2224-8 etL.2224-10 du code général
des collectivités territoriales, dispensées d’autorisation au titre du décret n° 93-743 du 29 mars 1993 relatif à
la nomenclature des opérations soumises à autorisation ou à déclaration, en application de l’article 10 de la
loi n° 92-3 du 3 janvier 1992 sur l’eau (J.O. du 9 août 1996).
Documents abrogés :
Circulaire du ministre de la santé du 10 juin 1976 relative à l’assainissement des agglomérations et à la
protection sanitaire des milieux récepteurs (J.O.21 août 1976) ;
Circulaire interministérielle du 4 novembre 1980 relative aux conditions de détermination de la qualité
minimale d’un rejet d’effluents urbains (J.O. 29 novembre 1980).
Niveaux types de rejet pour les ouvrages soumis à déclaration
De manière schématique, quatre classes de traitement peuvent être distinguées (cf. tableau 2).
Le niveau de traitement D1 correspond aux exigences minimales fixées à l’article 14 de l’arrêté et, d’un
point de vue technique, à une simple décantation primaire sans ajout de réactifs,
Le niveau D2 permet d’avoir recours à des solutions techniques variées parmi lesquelles les cultures fixées,
lits bactériens ou disques biologiques paraissent bien adaptés aux petites collectivités tant au point de
vue de l’énergie à dépenser pour le traitement que la simplicité d’exploitation, et notamment de gestion des
boues.
22
page
23
Le recours à la technique du lagunage aéré est à prendre en considération, notamment dans le cas où des
activités artisanales sont susceptibles de provoquer des déséquilibres dans la composition des eaux à traiter
ou des variations de charges importantes.
Le niveau D3 correspond bien aux performances attendues du lagunage naturel tel qu’il a été développé
en France. Son adéquation à la protection du milieu tient notamment à ses performances soutenues sur
l’azote, mieux assurées lorsque trois bassins sont réalisés. L’expression de l’efficacité tient au fait qu’il n’y a
pas conservation des débits dans de telles installations et que la DCO non filtrée est le paramètre le plus
représentatif et le moins critiquable pour exprimer l’action du lagunage naturel sur la charge organique.
Le niveau 4 coïncide avec le niveau classique de traitement des collectivités dont le système
d’assainissement est soumis à autorisation. Ces techniques sont bien adaptées à l’élimination du paramètre
azote ammoniacal qui est généralement le facteur limitant la qualité du milieu récepteur.
Les procédés choisis pour assurer ces performances devraient donc naturellement être capables de nitrifier
au rang desquels on peut mettre en avant :
les boues activées en aération prolongées ;
les lots d’infiltration drainés alimenté par bâchées.
Tableau 2 : Niveaux types de performances des systèmes de traitement
D1
DBO.........
DCO.........
MES.........
Nkj...........
rdt ≥ 30%
rdt ≥ 50%
D2
≤
35 mg/l
D3
D4
rdt ≥ 60%
25 mg/l
≤ 125 mg/l
≤
rdt ≥ 60%
Ces divers niveaux, applicables à des moyennes sur 24 heures, sont exprimés soit en rendement [(flux des
eaux brutes) - (flux des effluents épurés)]/(flux des eaux brutes), soit en concentrations des polluants dans
les effluents épurés dans la mesure où ils font référence à ces procédés qui se jugent difficilement sur les
mêmes critères.
2.2) CRITERES POUR LE CHOIX D'UNE FILIERE DE TRAITEMENT
Liste des critères qui devraient intervenir dans le choix de la filière de traitement (eau et boue)
1 - niveau de traitement requis (rendement, concentration, percentile)
2 - capacité de l'installation
3 - destination des boues
4 - surface au sol disponible
5 - variation saisonnière de la charge polluante
6 - contraintes environnementales
7 - coût d'investissement
8 - contrainte d'exploitation
9 - coût d'exploitation
10 - qualité du terrain (lagune notamment)
10 - fiabilité de la filière (sensibilité du milieu et traitement tertiaire spécifique)
23
page
Objectif de qualité
Niveau de rejet
Paramètres inffluent pollution + débit +
t°C
Interprétation de la
norme en moyennejour
Dimensionnement
prétraitement
Fixe cm - DBO5 à éliminer
cm<=0.12 (stabilisation boue)
capacité < 50000 eqhab
Introduire pollution
des retours en tête
de la filière boue
Cm - %MVES eff brut = calcul PB
définir %MVS dans PB
Clarificateur :
IM suivant Cm fixée
Sa suivant Sr
Qmax / Qpts
Vol bio total
1) fixant age de boue // niv. NGL1 ou NGL2
2) fixant CV
volume bio = max (âge,cm,cv)
Vérifier vol bio
cinétique nitrif
cinétique dénitrif
dissociation
cinétique nitrif
zone d'anoxie
anaoxie+ aér.
Besoin en O2 en
pointe et en jour
Puissance absorbée
Conditions de
brassage
Sur volume // traitement Pt
Filière boue sur PBb + PBpc
Evaluation pollution de retour en tête
DBO5, MES, NTK
2.3) DIAGRAMME DE CALCUL DU DIMENSIONNEMENT
24
24
page
25
III. DIMENSIONNEMENT DE LA FILIERE EAU
Préliminaire :
La note de calcul qui suit concerne exclusivement les effluents usés domestiques ou à
dominante domestique. Elle permet de dimensionner les ouvrages et les équipements, mais
non de simuler correctement un état de fonctionnement. En effet, l'approche dimensionnelle
diffère de l'approche de simulation d'une station de traitement, notamment par la prise en
compte d'un certain nombre de sécurité dans l'approche dimensionnelle.
3.1) REMARQUES GENERALES ET HYPOTHESES DE DIMENSIONNEMENT.
En règle générale (sauf avis contaire du C.C.T.P) :
- Le prétraitement, clarificateur et le traitement des boues sont dimensionnés pour la situation
future.
- Le réacteur biologique est dimensionné pour la situation prochaine (si l'écart entre la station
future et la station actuelle est significatif)
- Le clarificateur sera dimensionné pour le Qmax associé à un indice de Mohlman, et
concentration dans le bassin d'aération retenu
- En règle générale, la dénitrification endogène dans le cas d'un effluent urbain standard (par
phase d'anoxie sur le bassin d'aération) sera préférée à la dénitrification par zone d'anoxie
séparée (sauf niveau de rejet très sévère sur le NGL).
- Le dimensionnement de la filière eau (réacteur biologique associé à son clarificateur) doit
tenir compte de la filière boue - en prenant en compte la pollution apportée par les retours
en tête de la filière boue (surnageant, filtrat, centrat...).
- L'effluent d'entrée est homogène en concentration ainsi que la variation des flux de pollution
qui se fait proportionnellement au débit (ceci pour la période de temps sec) - sauf mesures
spécifiques des flux horaires ou coefficient de pointe en concentration.
- Les valeurs de dimensionnement obtenues correspondent à un minimum pour la charge
entière considérée (des paramètres particuliers de sécurité peuvent être appliqués en fonction
de l'analyse des contraintes du projet).
- Le réacteur biologique est considéré homogène avec diffusion flux et de pollution de façon
instantanée dans les ouvrages.
- Les flux en entrée à considérer pour le dimensionnement (cas d'installation existante ou non
avec campagne de mesure 24h) sont les maximum non dépassés X % du temps ( la
25
page
26
directive CEE et le décret parlent de charge moyenne sur la semaine la plus chargée).
3.2) RELEVEMENT EN TETE DE L'INSTALLATION.
A l'arrivée d'une station de traitement des eaux usées, on est contraint d'installer un poste de
relèvement, pour assurer un écoulement gravitaire sur l'ensemble des ouvrages, et cela jusqu'au
point de rejet.
La cote d'arrivée des effluents en aval de la station de relèvement sera déterminée par la prise en
compte de l'ensemble des pertes de charges aux travers des ouvrages en partant de la côte des plus
hautes eaux (P.H.E) du point de rejet.
On appellera "poste de relèvement", lorsque qu'il sagit de faire acheminer l'eau usée uniquement
en hauteur sans grande distance entre le lieu de pompage et le lieu de livraison de l'eau (c'est-àdire que les pertes de charges linéraires sont faibles devant la hauteur géométrique), par
opposition au "poste de refoulement" où la distance est souvent grande, donc les pertes de
charges linéaires sont prépondérantes dans le calcul de la hauteur manométrique totale (H.M.T).
Paramètres nécessaires pour le dimensionnement du poste de relèvement :
- débit maximum à relever
- volume utile de la bâche de relèvement
- volume totale de la bâche de relèvement
- hauteur manométrique totale (H.M.T)
- puissance de la pompe
- courbe caractéristique et point de fonctionnement.
3.2.1) Volume de la bâche de relèvement.
Volume utile de la bâche :
Q
Vu =
4.f.n
avec :
Vu =
volume utile de la bâche (volume constitué entre les niveaux bas et hauts d'enclenchement
de la pompe)
Q = debit maximum à pomper en m³/h
n= nombre de pompes en foncttionnement simultané
f =
nombre de démarrages ou d'enclenchement à l'heure
f = 4 pour P> 30 kw, f = 6 pour P < 15 Kw, f = 8 pour P < 8 Kw et f = 10 pour P < 4 Kw
26
Volume totale de la bâche :
Cote Tn
Cote Fe (fil d'eau de la conduite d'arrivée)
Cote d'enclenchement = Hen
Cote de déclenchement = Hdec
Cote de déclenchement = cote radier + 0,40m environ
Cote de d'enclenchement = cote Fe - 0,20 m environ
Volume utile = S x ( Hen - Hdec) avec Hen - Hdec = de l'ordre de 0,80 m à 2,00m
Volume totale = Sx (cote TN - cote radier)
3.2.2) Hauteur manométrique totale.
H.M.T =
H géo + ∑ Pdc
H géo = hauteur géométrique = ∆H = cote d'arrivée - cote moyenne de départ
∑ Pdc = Pertes de charge totales
V2
∑ Pdc = Pdc L + ∑ PdcS = Pdc L + ∑ k i x 2g
Pdc L = pertes de charges linéaires
Pdc L = J x L avec L = longueur de la conduite et J perte de charge en mm/m ou m/m
PdcS = pertes de charges singulières (coudes, vannes, clapet, entrée et sortie de l'eau)
V = vitesse dans la conduite en m/s
g = constance d'accélération = 9,81
m-2 /s
3.2.2.1 ) Pertes de charge singulières
Valeur de
Ki
entrée dans la conduite K = 0,5
sortie de la conduite K = 1
coude à 90°
K = 1,5
coude à 75°
K=1
coude à 45°
K = 0,5
coude à 22,5°
K = 0,17
vanne
K = 0,5
clapet anti retour
K = 0,8
27
page
27
Té de raccordement
page
28
K = 1,5
3.2.2.2 ) Pertes de charges linéaires
Formule de Colebrook :
λ
V 2 en m / m
J= ×
D 2g
2
λ
V
∆H =
x L en m
x
D 2g
∆H = perte de charge par frottement en m (pour des conduites pleines)
D = diamètre de la canalisation en m
V = vitesse du fluide dans la canalisation en m/s
g = 9,81 m/s -2
L = longueur de la conduite en m
λ = coefficient de perte de charge
λ =
0,25
5,74 
K

log
(
+
 10 3,7. D Re 0,9 ) 


2
λ = coefficient de perte de charge suivant le diagramme de Moody, fonction du nombre de
Reynolds et de la rugosité relative Ks / D
Ks = ε est la rugosité et Ks/D = ε/D est la rugosité relative
Ks = 0,1 x 10−3 m pour conduite en inox ou polypropylène
Ks = 0,15 " m
"
en acier galvanisé
Ks = 0,20 "
m
" en fonte
Nombre de Reynolds ( détermination de λ)
Re = Vx
D
υ
υ = viscosité cinématique = 1,31 .10
V = vitesse en m/s
D = diamêtre en m
-6
en m²/s pour l'eau à 10°C
28
Coefficient λ / D pour une rugosité égale à :
K = 1 mm
K = 2 mm
0,985
1,30
0,512
0,660
0,380
0,490
0,284
0,360
0,223
0,280
0,153
0,190
0,114
0,141
0,090
0,110
0,0735
0,090
0,0625
0,0758
0,0538
0,0650
0,047
0,0566
0,0371
0,0477
0,0307
0,0368
0,0260
0,0310
Diamètre en m
0,050
0,080
0,100
0,125
0,150
0,200
0,250
0,300
0,350
0,400
0,450
0,500
0,600
0,700
0,800
Autres formules :
En régime turbulent - cas où :Re > 4000 - Formule de Nikuradse ;
1
λ
= 1,74 + 2 log
D
2ε
formule en logathime décimal
en logarhime népérien ou naturel la formule s'écrit :
1
λ
1
λ
= 0,7544 x ln 2
=
π.D
0,8476ε
3
π.D
x ln 2
4
0,85 xε
Q2 =
H 3
π.D
( gπ 2 ) D 5 ln 2
L 32
0,85ε
En régime laminaire - cas où : 2000< Re - Formule de Poiseuille :
29
page
29
page
30
1
4. Q
64
=
ouλ =
λ 64. π. D. ν
Re
H π . g D4
Q =
(
)
L 128 ν
En régime intermédiaire - cas où : 2000< Re > 4000 - Formule de Blasius :
1
Re 4
1
4Q 4
1
=
=(
) x
0, 3164
λ 0, 3164 π . D. ν
1
7
Q4
=
H
x 40,63 x
L
19
D4
1
ν4
La perte de charge est indépendante de la rugosité en écoulement laminaire et intermédiaire (de
transition)
Formule de LECHAPT & CALMON (eau & assainissement).
Formule générale sous la forme :
L.Q M
J=
DN
Q en m³/s
D en m
J en mm/m
pour K = 2 mm ⇒ L = 1,863, M = 2 , N = 5,33
pour K = 1 mm ⇒ L = 1,801, M = 1,975 , N = 5,25
3.2.3) Puissance de la pompe.
3.2.3.1) Puissance sur arbre moteur
30
Parbre = HMT . 9,81 .
page
31
Q m3 / s
ηpompe
P = puissance absorbée sur arbre moteur en Kw
HMT = hauteur manométrique totale en m
Q = débit véhiculé en m³/s
ηpompe = rendement totale de la pompe (hydraulique et électrique)
3.2.3.2) Puissance absorbée aux bornes moteur
Pborne = HMT . 9,81
Q m3 / s
. η xη
moteur
pompe
P = puissance absorbée aux bornes moteur en Kw
HMT = hauteur manométrique totale en m
Q = débit véhiculé en m³/s
ηpompe
= rendement hydraulique de la pompe ( de l’ordre de 0,6)
ηmoteur
= rendement moteur ( de l’ordre de 0,85)
ηélectro- pompe = rendement total du groupe électro-pompe ( de l’ordre de 0,6 x 0,85 = 0,5 à 0,55)
Nota :
Pabs aux bornes = Pabs à l’arbre / ηmoteur
ηmoteur = rendement du moteur ou du surpresseur
3.2.4) Intensité électrique absorbée aux bornes du moteur.
I=
P abs .1000
U. 3 . Cos ϕ
Pabs = P absorbée aux bornes
Puissance apparente nécessaire (S )
S ( Kva) = Pabs / Cos phi
P = puissance absorbée aux bornes en Kw
U = tension en volt
Cosϕ = suivant l'installation la qualité de l'installation électrique (par défaut prendre 0,85)
3.2.5) Notion d'hydraulique de base.
31
page
32
3.2.5.1) les canaux à écoulement libre
L' ecoulement est dit libre si, à sa partie supérieure, le fluide est soumis à la pression
atmosphérique.
Formule de Manning-Strickler :
Q=K.
R h 2 / 3 . I1/ 2 . S
Q = débit écoulé en m³/s
K = coefficient de Manning Strickler ( K ≅ 70 à 80 pour le béton rugueux & K ≅ 90 pour le béton
avec enduit)
R h = rayon hydraulique =
S
P
avec S = surface mouillée et P = périmètre mouillé en m
I = pente du canal en m / m
S = surface mouillée en m²
Cas d'un canal rectangulaire de largeur = l et de hauteur d'eau =
S=
P=
h
l xh
l + 2h
Cette formule permet de vérifier par itération l'adéquation : tirant d'eau, vitesse et débit approprié
en fonction de la géométrie du canal proposé, notamment en amont du dégrilleur.
3.2.5.2) Les lames déversantes assimilées à des déversoir frontaux.
Formule générale :
 Vh 2
2
2
Q = . C e . 2.g . B . 
+ h 3
3
 2g

Q = débit en m³/s
C e = coefficient de débit dépendant du rapport h / p
C e = 0,602 + 0,083.
h
p
p = hauteur de la lame déversante
h = charge sur la lame déversante ou hauteur de pelle
B = largeur du canal assimilée à la largeur de la lame déversante ou longueur de
déversement suivant les cas étudiés, en m .
V h = vitesse d'approche au niveau de la lame déversante (V h est négligée si la zone à l'
amont de la lame est tranquilisée)
32
page
33
Domaine d'utilisation :
h
≤ 1,0
p
- 0,03 ≤ h ≤ 0,75 m
- B ou L dev ≥ 0,30 m
- p ≥ 0,10 m
-
1) Cette formule permet d'approcher une mesure de débit sur un canal de sortie équipé d'un
déversoir à paroi mince (épaisseur de la lame de 1 à 2 mm), sans contraction latérale ( NF X10 - 311 - sept 1983).
2) Cas des lames déversantes situées en aval du dégraisseur- dessableur, en sortie des bassins
d'aération et sur les clarificateurs (lame à paroi mince mais aussi à paroi épaisse, le degré de
précision nous suffit pour utiliser cette formule sous la forme simplifiée) .
h
p
est négligeable car p est très grand devant h, donc C e = 0,6
La formule générale devient ;
L dev = 0,564 .
Q
h 3/ 2
L dev = longeur du déversoir ou lame déversante en m
Q = débit arrivant sur le déversoir en m³/s
h = hauteur de charge sur la lame déversante ou pelle en m
Nota : pour les bassins d'aération équipés de turbines ou de brosses, la valeur de h maxi (
pour les débits maxi eaux usées et recirculation) ne devrait pas dépasser 6 à 10 cm. Il en est
de même sur le déversoir situé en aval du dégraisseur-dessableur.
3.3) BASSIN TAMPON
Par définition, nous parlerons de bassin tampon, par opposition au bassin d'orage ou de
"dépollution", lorsque la fonction du bassin et de "lisser" les débits arrivant en permanence en
temps sec, et/ou "lisser" les concentrations de l'effluent et cela en fonction des contraintes
imposées par les caractéristiques des ouvrages situés en aval du bassin tampon ; bassins d'aération
associé aux capacité des équipements d'aération, ou clarificateurs secondaires associés aux
capacités des pompes de recirculation des boues.
33
page
34
C'est donc un ouvrage qui sera en permanence alimenté, fonctionnant à niveau variable en
fonction du débit des pompes de vidange, du volume utile de l'ouvrage et des variation
hydrauliques en amont. Donc en toute logique, il devra être aéré et brassé.
3.3.1) Dimensionnement du bassin tampon
- Besoin en capacité d’aération et de brassage :
Dispositif de type moyennes bulles par Vibrair
Q / Nm3/m2/h :
environ 8Nm3/m2/h à 2 m CE
environ 4Nm3/m2/h à plus de 5m CE
Nota : m2 est la surface du radier
Puissance spécifique en w/m3 de bassin:
environ 36 w/m3 à 2 m CE
environ 27 w/m3 à 3 m CE
environ 23 w/m3 à plus de 4m CE
Débit unitaire par Vibrair GM : 3 à 8 Nm3/h
rendement d’oxygénation = 2,5 à 3,5 % par m CE (fonction de la densité)
perte de charge de 10 à 30 mbars
écartement : 0,3 à 0,8 m
∅ nourrice : 50 à 100 mm environ
Exemple : Bassin de 100 m2 et hl = 4 m soit 400 m3
Débit d’air = 500 Nm3/h avec 5 Nm 3/m2/h
Puissance théorique nécessaire = 9,2 kw
pression en aval du surpresseur = hl + 0,5 = 4,5 m
puissance théorique par la formule suivante :
3, 89 × Q × log
Pn.a =
PR
PA
R
avec Pa = 10,33 et Pr = Pa + 4,5 = 14,83 m
Q en m3/mn et R environ 0,72
P = 7 kw
Capacité d’oxygénation équivalente = 10 kg O2/h en boues et 15 kgO2 en
standart ( dans l’eau)
Un hydro-éjecteur a un ASB de l’ordre de 1 kgO2/kw (en standart) et 0,6
kgO2/kw dans les boues
34
page
35
Pour fournir 15 kgO2/h dans l’eau il faut une puissance de 15 kw pour l’hydroéjecteur
3.4) BASSIN D'ORAGE OU BASSIN DE DEPOLLUTION
C'est un ouvrage qui doit être en permanence vide, alimenté uniquement durant les évènements
pluvieux, évènements qui sont censés modifier de façon significative les régimes hydrauliques
caractérisant le temps sec.
3.5) CALCUL DU PRETAITEMENT
3.5.1) Dégrilleur
La vitesse au travers du dégrillage doit être comprise entre 0,3 et 0,6 m/s. Pour le
dimensionnement on prendra une vitesse de 0,6 m/s pour le Qpts sur une réseau séparatif et 1,2m/s
sur Qmaxi pluie pour un réseau unitaire.
La vitesse maximale admissible dans le canal d'arrivée en amont immédiat du dégrilleur sera prise
égale à 1,2 m / s et ceci pour le Qmaxi pluie. Ce maximum est fixé par rapport aux conditions
hydrauliques d'arrivée de l'effluent sur la grille.
On effectue alors le calcul suivant :
S=
avec :
Qp(m 3 / s)
(ou Qmax / h quand il existe)
V.O.C
S = surface mini de la grille en m²
V = vitesse de l'influent dans le caniveau
t = tirant d'eau maxi en amont de la grille
C = coefficient de colmatage
C=
0,10 - 0,30 - grille manuelle
0,40 - 0,50 - grille automatique
l = largeur mini de la grille
et
O =
espace libre entre barreaux
espace libre + épaisseur barreaux
L'espacement libre entre les bareaux est compris entre 10 à 15 mm. On prendra 15 mm.
L'épaisseur des barreaux sera prise égale à 10 mm.
Avec ces valeurs conseillées, on obtiendra :
O =
15
= 0,60 (nb sans unité)
10 + 15
35
et
page
36
Qp (m 3 / s)
Qp (m 3 / s)
S =
=
en m
0,180
0,6 m / s . 0,6 . 0,5
Nota : le coefficient de colmatage a été pris à 0,5.
Pour compléter le dimensionnement du dégrillage, nous utiliserons la figure ci-dessous :
t = tirant d'eau amont
longueur mouillée =
t
= Lo
sin α
Dans le cas du dégrilleur courbe :
α = 26, 5° donc sin α = 0, 44
On obtient alors :
Lo =
t
0, 44
On prendra pour une grille droite : α = 60° - 80°
A défaut de calcul hydraulique précis, prendre comme valeur indicative les valeurs de t suivantes :
t = 0,10 ≤1000 eq.hab
t = 0,15 ≤ 5000 eq.hab
t = 0,20 ≤ 20 000 eq.hab
t = 0,30 ≤ 50 000 eq.hab
t = 0,40 ≤ 100 000 eq.hab
Nota : un calcul hydraulique plus précis devra nous permettre de vérifier la cohérence du
choix du tirant d'eau maxi, avec le débit maxi, la largeur du canal d'approche et la vitesse
pris dans notre calcul. Une vérification sera nécessaire en calculant les différentes vitesses
obtenues avec les différents régimes hydrauliques journaliers, pour d'une part éviter de
déposer du sable pour les petits débits et arriver sur le dégrilleur trop vite pour les débit
maxi.
La largeur l de la grille sera alors estimée par la relation :
36
page
S Qp(m3 / s)
Qp(m3 / s).2,5
l =
=
.0,44=
en m
Lo
0,180.t
t
longueur adoptée : largeur commerciale > l =
37
S
Lo
3.5.1.1) Estimation des quantités de refus de dégrillage.
On peut estimer le refus annuel de dégrillage par équivalent habitant. V est exprimé en litres par
équivalent habitant et par an.
refus annuel de dégrillage par Eqh: V(l / Eqh.an)≅ 8 à 10 l / e (e = écartement en cm)
espacement de 40 mm : 2 à 2,5 l / Eqh.an
espacement de 20 mm : 4 à 5 l / Eqh.an
espacement inf à 6 mm : 13 à 17 l / Eqh.an
valeur hors compactage ( il y a lieu de diminuer de 35% le volume avec compactage)
densité : bruts = 0.7 , compactés = 0.6 à 0.65
siccité : bruts = 30 % , compactés = 40 à 50 %
% de matières organiques : 65 à 80 %
3.5.2) Dessablage seule
La charge superficielle ou charge hydraulique (en m3/h.m2) est à calculer pour le débit de pointe
et pour le débit maximum.
Pour le débit de pointe on prend une charge maximale de l’ordre de 50 m/h (soit 50 m3/m².h).
Avec cette charge, les particules de diamètre supérieur à 200 µm sont retenues à 90 %.
On obtient alors la surface :
surface =
Qpts m 3 / h
50 m / h
Valeurs plus précies:
- Qmoyen temps sec : Ch = 25 m/h avec Ts = 6 mn
- Q pointe temps sec : Ch = 38 m/h avec Ts = 4 mn
- Qmax temps de pluie : Ch = 75 m/h avec Ts = 2 mn
il y a lieu ensuite d’harmoniser le dimensionnement en fonction des rapport :
Qmax/Qpts & Qpts/ Qmts
Diamètres de particules intéressées ;
- graviers : dia = 3mm
- sable de 0,05 à 3 mm
- limon de 0,01 à 0,05 mm
- argiles : inf à 0,01 mm
L’ouvrage de dessablage ne captera que les graviers et le sable
37
page
38
Avec les vitesses citées ci-dessus, l’on peut atteindre les taux de captures suivants (sables retenus)
;
- sur Qmts : 80% des particules supérieures à 150 microns
- sur Qmaxi : 80 % des particules supérieures à 250 microns
3.5.3) Dessablage combiné avec le dégraissage.
Le calcul du dégraissage est effectué pour les trois débits suivants :
- le débit moyen de temps sec (Qmts),
- le débit de pointe (QPTS),
- le débit maximum (Qmax).
Pour chacun de ces débits, on estime les valeurs indicatives suivantes :
ch = charge appliquée en m3/m2/h ou m/H
Ts = temps de séjour dans l'ouvrage en h-1
pour Qmts prendre
pour QPTS prendre
pour Qmax prendre
Ch < 6 m/h à 10 m/h
Ch' < 10 m/h à 15 m/h
Ch'' < 15 m/h à 30 m/h
avec Ts = 15 à 20'
avec Ts =10 à 15'
avec Ts = 5 à 10'
sables retenus : Q mts 80% granulométrie supérieure à 150 microns
Qmaxi 80% granulométrie supétieure à 250 microns
On peut ensuite calculer la surface du dégraisseur :
surface du dégraisseur =
QPTS m 3 /h
en m²
15 m/h
Le volume du dégraisseur sera pris égal à :
V = QPTS (m3/h) x 10 (mn) / 60 (ce volume est hors cône de stockage des sables).
Valeur à respecter : 1,25 m ≤
V
≤ 2,5 m environ
S
3.5.3.1) Dimensionnement de l'aéroflot.
15 à 30 w / m3 d'ouvrage utile ou
65 à 80 w / m2 d'ouvrage utile
débit d’air correspond : 1,5 à 2 Nm3/h par
Kw absorbé soit 0,15 Nm3/h d’air par m2
- puissance Kw abs de l'aéroflot à installer :
- débit d'air en fines/moyennes bulles à introduire ≅ 1 à 2 Nm3 d'air / h . m2 d'ouvrage
intéressé.
- diamêtre du cliffort pour insufflation = 0,3 à 0,4 S ouvrage
38
page
3.5.3.2) Estimation des quantités de sables.
Ratio :
quantité sable/habitant/an : 2 à 15 l/hab/an
densité : 1,7 à 2 (suivant le type de lavage)
volume de sable en litre / 1000 m3
Pluviométrie
forte densite de population
faible densité de population
faible densité de population
et bassin à fort ravinement
0 mm
4 à 25
5 à 20
5 à 20
1 à 10 mm
10 à 45
10 à 60
10 à 60
10 à 50 mm
15 à 60
20 à 90
30 à 140
Valeurs mesurées : 0,7 l/eqh/an mini à 3,8 l/eqh/an maxi et en moyenne = 1,8 l/eqh/an
8litres/1000 m3 mini à 40litres/1000m3 et en moyenne = 20litres/1000m3
siccité : 25 % mini à 65% maxi et 45 % en moyenne
densité : 1,4 mini à 2 maxi et 1,7 en moyenne
% de MV : 30% mini à 70% maxi et 50 % en moyenne
Concentration en MES de l’eau sablonneuse en sortie dessableur : 100 g/l avec une densité de
1,062 g/cm3
Mélange sortie sable + eau : 3 à 5% de sable dans le débit d’eau extrait
⇒ sable brut
siccité = 50 % +/- 10 % avec % MV inférieur à 50 % (suivant lavage)
⇒ lavage par classificateur (à vérifer)
siccité = 70 % +/- 10 % avec 25 % MV+/- 10%
⇒ lavage par hydrocyclone (st Aubin les Elbeuf)
siccité = 70 % +/- 10 % avec 15 % MV+/- 6 %
3.5.3.2’) Lavage des boues de curage
Caractérisation du produit brut
- Dépoter sur aire ou lits de séchage
siccité = 70 % +/- 10 % avec 12 % MV +/- 3 % (Dijon)
- Dépoter en fosse
siccité = 60 % +/- 15 % avec % MV +/- 3 % (Vernon)
Caractérisation du produit après lavage
lavage : hydrocyclone + classificateur (Vernon)
39
39
page
40
siccité = 80 % +/- 10 % avec 10 % MV +/- 3 %
lavage : 2 hydrocyclones + classificateur (Dijon)
siccité = 80 % +/- 10 % avec 5 % MV +/- 3 %
3.5.3.3) Estimation des quantités de graisses.
Calcul théorique :
- Quantité graisse/habitant/an : 1 kg/hab/an exprimée en M.E.H (sortie dégraisseur avec
un rendement maxi de 20 % et une concentration de 50 g/l à 80 g/l de M.E.H) soit un volume
annuel de 13 l / Eqh.an et 0,5 kg/hab/an et 6,5 l/ Eqh.an pour un rendement de 10% du
dégraisseur
Valeurs mesurées sur site :
- 0,6 à 2,2 l/hab/an soit 1,3 l / hab/an en moyenne
- 6 à 24 l /1000m3 d’eau brute soit 14 l /1000 m3 d’eau brute en moyenne
Concentration des graisses internes : 35 à 80 g MEH/l soit 100 à 225 g DCO/l
prendre ⇒ 225g DCO/l
Concentration des graisses externes : 35 à 285 g MEH/l soit 100 à 800 g DCO/l
prendre ⇒ 500 g DCO/l
siccité de 25 mini à 45 maxi soit en moyenne = 35%
densité = 0,8 à 0,9
% de MV 82% mini et 98% et en moyenne = 80% de MV
viscosité = 2 x celle de l’eau (v eau = 10-6 m2/s)
3.6) CALCUL DE LA ZONE DE CONTACT
Le rôle de cette cuve de petit volume est d'anticiper sur les risques de dégradation de la qualité de
la boue activée définie par son IM (cf. annexe) provenant notamment d'un déséquilibre
nutritionnel dans le bassin d'aération (notamment en cas de présence d'effluent agroalimentaire),
favorisant ainsi le développement de bactéries filamenteuses, avec comme conséquence
"fâcheuse" une mauvaise décantabilité de la boue dans le clarificateur. Dans cette zone, on met en
contact une fraction des boues activées issues du clarificateur avec du substrat carboné (carbone
facilement assimilable issu de l'inffluent).
Les critères de dimensionnement de la zone de contact sont Qrzc et Tc.
Qrzc : débit spécifique de recirculation vers la zone de contact.
Tc : temps de contact (de l'ordre de10 à15mn sur Qpts à 20 à 25mm minimum sur Qmts ).
DCO assimilable (mg / l) .Qpts en m 3 / h
Qrzc =
en m 3 / h
Charge DCO mg / g boue. sr (g / l)
40
page
41
Charge DCO en mg par g de boue recirculée de l'ordre de 80 à 130 (fonction de la
charge massique)
sr = concentration des boues recirculées en g / l
DCO assimilable = 25 à 50 % de la DCO brute de l'influent (cela est fonction du type
d'effluent et drevait être confirmé par des analyses).
Le volume de la zone de contact (Volzc) est alors obtenu par :
Vol zc =
Qrzc +QPTS
x Tc
60
Nota : Dans le cas de la présence d'une décantation primaire en amont du réacteur
biologique, il y a lieu d'alimenter la zone de contact - située en aval de la décantation
primaire - en effluent brut et non en effluent décanté, en by-passant en amont de la
décantation primaire une fraction de l'effluent brut (de l'ordre de 25 à 30 % du total). Le
dimensionnement des besoins en recirculation spécifique et du volume de la zone se fera sur
la fraction by-passée.
3.7) CALCUL DE LA PRODUCTION DE BOUES EN EXCES
3.7.1) Remarques préliminaires
Contrairement aux anciennes méthodes de calcul, le volume du réacteur biologique (volume
aération + volume anoxie si cette dernière est retenue) sera défini par rapport à la notion d'âge de
boue d'une part et de la concentration en M.E.S. à maintenir dans le réacteur d'autre part.
Cette concentration en MES du bassin biologique sera choisie en fonction de la filière eau retenue
et des équipements d'aération et/ou de brassage retenus et permettra le dimensionnement du
clarificateur associé à un indice de Mohlman et au régime hydraulique le plus contraignant.
La concentration en boue active (Sa égale à la concentration en MES fois le taux de MV des
MES) associée à un volume du réacteur biologique (bassin d'aération + bassin d'anoxie si cette
dernière est retenue) nous donne une masse de boue active (en négligeant la masse de boue
stockée dans le clarificateur). Cette masse de boue active associée à des cinétiques de dégradation
de la pollution carbonée, de nitrification, dénitrification nous permet de définir les volumes des
cuves fonction du flux de l'inffluent et des concentrations de sortie.
Le clarificateur quant à lui est une cuve de séparation de phase (liquide-solide) dépendant d'autres
paramètres ; les débits, masse de boue transférée, l'aptitude de la boue à décanter,à épaissir, temps
de séjour maxi des boues dans l'ouvrage, de sa géométrie qui altère le moins la qualité de l'eau
interstitielle (celle obtenue en aval du réacteur biologique) avec le souci d'évacuer une eau en aval
de cette cuve la moins chargée en MES (les MES en sortie renfermant une fraction de DBO5, de
NTK et de Ptot que l'on ne pourra pas négliger dans les traitements poussés - fraction dite
particulaire).
3.7.2) Production de boues en excès biologiques
41
page
42
Les paramètre influençant la production de boues sont les suivants :
Le rapport MES/DBO5, la charge massique et le rapport MVS/MES dans l'inffluent (effluent
brut).
La production de boue peut être approchée par la formule suivante :
S = Smin + Sdur + (0,83 + 0,2 x log Cm)DBO5 + K'Nnitrifié −fuite Mes
Dans cette relation le logarithme utilisé est décimal.
La signification des variables utilisées est la suivante :
Sdur
Smin
Cm
DBO5
= partie non biodégradable des matières volatiles en suspension (MVS).
= partie minérale des MES.
= charge massique, exprimée en KgDBO5/KgMVS.j.
= quantité de DBO5 éliminée assimilée à la DBO5 entrante dans le réacteur
dans le cas d'un dimensionnement.
K' = 0,17 kg de nitrifiantes / kg de N nitrifié
Fuite Mes = négligeable sauf dans le cas d'une simulation.
Ces grandeurs sont calculées sur effluent arrivant sur le réacteur biologique plus les retours en tête
pour la DBO5 et les MES.
∆S est la production de boue biologique en excès dans le réacteur à extraire par jour (hors
production des boues primaires issues de la décantation primaire et sans tenir compte des"fuites"
biologiques correspondant au MES sortie du clarificateur).
Nota : Pour les stations de petites tailles et, ce jusqu'à environ 50 000 Eq.h, voire au-delà, dans le
but d'envisager une filière de traitement de boues simples - sans stabilisation séparée avant la
déshydratation - on s'imposera une charge massique < 0,12 kg DBO5 / kg MVS.j. Cette valeur sera
utilisée en première aproximation pour le calcul de ∆S. La valeur finale des boues en excès
prendra en compte la Cm définitive.
Il est bien entendu que la notion de stabilisation dans le cas d'une boue à une charge massique
inférieure à 0,12 est toute relative. La boue n'est pas stabilisée mais elle évolue moins vite que
boue provenant d'une charge massique plus élevée.
Hormis une stabilisation anaérobie ou aérobie thermophile, on ne peut pas véritablement parler de
boue "stabilisée" dans le réacteur, même à des très faibles charges massiques (inf à 0,1 Kg
DBO5/Kg MVS.J).
Les grandeurs Sdur et Smin sont évaluées comme suit :
Sdur = 0,15 à 0,3 [MVS] effluent brut
Smin = MES x ( 100 - pourcentage de MV des MES) / 100
Le pourcentage de MV dans les MES de l'effluent brut devant être obligatoirement mesuré.
42
page
43
A défaut (ce qui est fâcheux), le pourcentage de MV dans les MES en entrée peut être évalué en
fonction du rapport MES/DBO5.
Valeur de référence :
MES / DBO5
% MVS
1.5
60
1.17
65
1
68
0.83 0.67
70 75
Le pourcentage de MV dans les boues produites est donné par la relation :
pourcentage MV dans boues produites = (1-
Smin
)
production de boues
Cette valeur en MVS sera utilisée dans la suite du calcul du volume du traitement
biologique.
3.7.2.1. Charge massique de référence à appliquer en fonction du rendement de la DBO5
Préliminaire :
Pour les stations de petite taille, pour une filière de traitement de boues simple, sans
stabilisation préalable, on s'imposera un charge massique < 0.12 kg DBO5/ kg MVS.j .
% élim DBO5
Cm (KgDBO5/kgMVS.j)
99
98 97 95 92 90
85 80
0.035 0.09 0.2 0.3 0.5 0.65 0.96 1.3
DBO5
DBO5
Cm =
=
en kgDBO5 / kgMVS. j
Masse de boue active
Sa . %MVS . V
Cm ≤
99, 5 - rdt %
15
La signification des variables utilisées ci-dessus est la suivante :
DBO5 : Quantité de DBO5 à traiter par jour.
Sa : Concentration en MES dans le réacteur.
% MVS = Pourcentage de matières volatiles dans les matières en suspension.
V = Volume du réacteur biologique (hors zone d'anaérobie) = VAER + VANOX.
VAER = Volume de la zone aéré.
VANOX = volume de la zone anoxique.
rdt% = Rendement obtenu sur la DBO5 soluble.
3.7.2.2. Charge massique de référence à appliquer en fonction de l'âge de boue
43
page
44
Dans ce paragraphe nous allons voir comment estimer la charge massique de référence à appliquer
en fonction de l'âge de boue.
Soit A l'âge de boue de référence ( valeurs indicatives), c’est à dire l'âge de boues à maintenir dans
la station pour assurer le traitement.
Concentration de 30 mg/l en DBO5 sortie ⇒
A = 2j
A' = 4j
Concentration de 15 mg/l en DBO5 sortie ⇒
A ≥ 13 j à 12°C *
NGL = 15 mg/l en sortie ⇒
A' ≥ 18 j à 12°C *
NGL = 10 mg/l en sortie⇒
* fonction de la cinétique de nitrification , valeurs qui tiennent compte de la masse de boues
présentes dans la clarificateur et représentant en équilibre une masse correspondant à 2 j d'âge de
boue environ et fonction de la concentration de en NTK sur l'effluent brut.
Cm =
A=
DBO5
.VBiol
Sa . % MVS
ba.
Sa . VBiol
(âge moyen des boues maintenues dans le réacteur )
PB
La signification des variables utilisées dans ces relations est la suivante :
Sa = concentration MES dans le réacteur (g/l).
%MVSba = Pourcentage de matières volatiles dans les matières en suspension du
traitement biologique.
VBiol = Volume réacteur biologique (aération + anoxie à l'exclusion du bassin anaérobiose
et en négligeant en 1ère approximation la masse de boue dans le clarificateur)
PB = Boues biologiques produites en excès (kg MS)
A titre d'information
La production de boues biologiques en fonction de l'âge de boue et du rapport MES/DBO5 valeur
exprimée en kgMS/kgDB05 (suivant les prescriptions de l'ATV 131 en usage en Allemagne).
Age en jours
MES/DBO5
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
4
0,74
0,86
0,98
1,10
1,22
6
0,70
0,82
0,94
1,06
1,18
44
8
0,67
0,79
0,91
1,03
1,15
10
0,64
0,76
0,88
1,00
1,12
15
0,59
0,71
0,83
0,95
1,07
25
0,52
0,64
0,76
0,88
1,00
page
45
PRODUCTION DE BOUES BIOLOGIQUES
1.60
MES/DBO = 1.6
1.50
MES/DBO = 1.4
1.40
MES/DBO = 1.2
kg MS/kg DBO
1.30
1.20
MES/DBO = 1
1.10
MES/DBO = 0.8
1.00
MES/DBO = 0.6
0.90
MES/DBO = 0.4
0.80
0.70
0.5
0.48
0.46
0.44
0.4
0.42
0.38
0.36
0.34
0.3
0.32
0.28
0.26
0.24
0.2
0.22
0.18
0.16
0.14
0.1
0.12
0.08
0.06
0.04
0.02
0.60
CM kg DBO/kg MV
3.7.3) Production de boues physico-chimiques
Nous nous plaçons dans le cas d'un traitement du phosphore, par précipitation simultanée ou en
tertiaire couplée ou pas à une déphosphatation biologique (une déphosphatation biologique seule
ne permet pas de garantir la norme à la sortie, elle devra être couplée systématiquement à un
traitement physico-chimique en simultanée ou en tertiaire).
La production de boues physico-chimiques (PBpc) peut être estimée en première approximation
par les relations :
PBpc = (Pentrée - Pass - Prejet) x 7 en précipitation simultanée (Pt1)
PBpc = (Pentrée - Pass - Prejet) x 8 en traitement tertiaire (PT2)
Pentrée = P soluble de l'effluent brut
Pass = phosphore assimilé dans les boues soit 1,5 à 2,5% des matières volatiles des boues
produites.
Prejet = phosphore rejeté exprimé en soluble (fonction du niveau de rejet).
45
page
La production de boues totale est égale à la production de boues biologiques plus la
production de boues physico-chimiques.
3.8) CALCUL DU CLARIFICATEUR SECONDAIRE
Le clarificateur devrait se dimensionner avant le réacteur biologique, car c'est lui qui impose "sa
loi" dans la distribution de la masse de boue présente dans le réacteur ( à volume constant du
réacteur , la masse sera définie par une concentration en MES à ne pas pas dépasser et cela en
fonction de la qualité mécanique de la boue, définie par son IM)
En fonction de charge massique (Cm) initiale on définit un indice de Mohlman.
Indice de Mohlman = volume occupé par un gramme de boue (ml/g) , sans dilution.
ESTIMATION DE L'INDICE DE MOHLMAN
260
IM fort
240
I M
(ml/g)
220
200
IM courant
180
IM mini
160
140
120
100
0.05
0.1
0.15
0.2
C M (kg DBO/kg MV)
Ce graphe donne une tendance de l’évolution de IM de référence en fonction de la charge
massique.
Cm
Besoin
besoin
IM
% MVS
Sa
kgDB05/kgMVS métabolisme respiration
de réference dans le
en g/l
(a')
endogène (b')
ml/g
reacteur
(KgO2)
(KgO2)
0,035
0,7
0,055
150
60
5 ou 3.5 *
0,65
0,7
0,06
150
63
5 ou 3.5 *
0,09
0,7
0,07
150
65
5 ou 3.5 *
0,15
0,68
0,075
170
70
3.5
0,30
0,65
0,085
200
75
3
0,6
0,6
0,1
250
78
2.5
0,9
0,5
0,14
300
82
2
46
46
page
47
Tableau des variables (a', b', IM, %MVS en fonction de CM)
dans le tableau les valeurs des IM et % MVS sont données à titre indicatif
* 5 g/l si dissociation aération - brassage & 3.5 g/l si turbine ou brosse seule.
En fonction de l'IM, on déduit une vitesse ascensionnelle maximale à appliquer sur le Qmaxi
défini dans les paramètres de l'effluent.
Valeurs des vitesses correspondantes pour une concentration en MES de 30 mg/l maxi, sur le
régime hydraulique horaire, sur l’effluent traité.
IM en ml/g
75
100
125
150
175
200
250
300
400
500
Va en m/h
1,4
1,3
1,2
1,1
1
0,9
0,85
0,8
0,7
0,6
Pour obtenir une concentration maxi de 20 mg/l en MES sur le régime horaire, un
coefficient de O.66 sera appliqué sur les vitesses du tableau ci-dessus.
La surface utile (hors clifford et pivot central - surface dite au miroir) est égale au rapport
Qmaxi/Vmaxi.
La concentration en recirculation dépendra de IM, du temps de séjour des boues dans le lit de
boues du clarificateur et du taux de recirculation.
Si l'on admet les définitions ci-dessous :
Sr = concentration boues recirculées en MES (g/l)
Sa = concentration MES boue bassin d'aération (g/l)
R = taux de recirculation en %
Nous pouvons écrire :
R = Sa .100/ (Sr- Sa)
A titre indicatif, nous donnons quelques valeurs de la concentration dans le réacteur biologique :
cas de dissociation aération-brassage et/ou déphosphatation simultanée
1,5 g/l < sa ≤ 5 g/l
cas turbine ou brosse seule
1,5 g/l ≤ sa ≤ 3.5 g/l
La figure ci-dessous donne le temps de séjour maximum des boues dans le lit de boues du
clarificateur (exprimé en mn).
47
page
48
TEMPS DE SEJOUR MAXIMUM DES BOUES DANS LE
CLARIFICATEUR
Temps de séjour en mn
140
120
100
80
60
40
20
0
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
CM (kg DBO5 /kg MVS)
A titre indicatif les temps à adopter sont les suivants :
1) traitement nitrification-dénitrification
60 mn pour Cm ≤ 0.3:
80 mn pour Cm = 0,1
120 mn pour Cm ≤ 0,09
2) traitement nitrification seule
25 mn pour Cm ≤ 0,3
La concentration des boues dans la recirculation (Sr) qui est évaluée par la formule approchée
suivante correspond sensiblement à un temps de séjour des boues dans le clarificateur de
90 mn ( à ne pas confondre avec le temps de séjour hydraulique de l'eau clarifiée) :
Sr ≤
1000
X 1. 3
IM
Nota : le facteur 1,3 tient compte de l'épaississement des boues dans le clarificateur
pour un temps de séjour moyen des boues de 90 mn.
1
1000
Nota 1 : A titre d'information, l'ATV 131 utilise la formule ; Sr = K x
x(tsh ) 3
ISV
ISV = assimilé à IM
ts h = temps de séjour exprimé en heure
48
page
49
K = facteur dépendant du système de reprise (variant de 0,5 à 0,7)
la formule ATV sous-estime la valeur de Sr ; de plus, sa plage de validite correspond
pour des ISV situés entre 70 et 180 ml/g, les taux de recirculation de l'ATV seront
donc plus forts ( en évitant de dépasser 150 % de Qmaxi), ou inversement il y aura
lieu d'appliquer un concentration plus faible en MES dans le réacteur.
Valeurs indicatives des relations IM, Sr, Sa :
IM = 250 ml/g
IM = 200 ml/g
IM = 150 ml/g
IM = 125 ml/g
->
->
->
->
Sr = 5 g/l, Sa = 2,5 g/l avec R = 100 %
Sr = 6 g/l , sa = 3 g/l avec R = 100 %
Sr = 8 g/l , sa = 4 g/l avec R = 100 %
Sr = 10 g/l , sa = 5 g/l avec R = 100 %
nota 2: R = 100 x Sa / (Sr - Sa)
avec R = taux de recirculation
Le clarificateur doit être dimensionné avec les mêmes hypothèses que nous prendrons plus loin
pour le dimensionnement des pompes de recirculation. Ces hypothèses dépendront, d'une part, des
conditions d'exploitation, et d'autre part, des caractéristiques de la filière eau et boue ainsi que des
équipements choisis.
1) Equipement dissociation aération-brassage et grille d'égouttage + filtre à bandes ou
stockage :
IM = IM référence + 30 ml/g ou Sa = 5g/l +1 g/l
2) Equipement sans dissociation et épaississeur + filtre à bandes ou stockage
IM = IM référence + 100 ml/g et Sa = 3.5 + 0.5 g/l
Profondeur du clarificateur (méthode type ATV 131 / CEMAGREF)
ht = h1 + h2 + h3 + h4 (hauteur périphérique)
h1 = zone d'eau clarifiée ≥ 0,5 m
h2 = zone de sédimentation =
1 m (réseau séparatif)
0,8 m (réseau unitaire)
sa . IM
h3 = zone d' épaississement =
1000
h4 = zone de stockage (réseau unitaire uniquement ou réseau séparatif "fuyant")
h4 =
sa' .V . IM
(les Allemands prennent 500)
1000 . Su
avec :
Su = surface utile du clarificateur
V = Volume total du réacteur biologique
IM = indice de Mohlman
49
page
50
sa' = 0,5 à 1g/l (variation de concentration dans le bassin d'aération par temps de
pluie)
Le calcul des sections du clifford et du dégazage sont effectuées de façon à ce que la vitesse
maximale soit inférieure à 2,5 cm/s (soit 90 m/h). Cette vitesse doit être calculée en prenant en
compte le débit traversier maximum plus le débit de recirculation maximum.
Les sections des divers éléments du clarificateur peuvent être estimées en se basant sur les vitesses
suivantes :
V1 conduite d'arrivée :
V2 fût central :
V3 passage dans les lumières :
V4 sortie boues recirculées :
0,3 < V < 1 m/s
0,75 > V > 0,3 m/s
V < 0,3 m/s
0,6 < V < 1 m/s
La relation qui definit la hauteur du clarificateur en fonction de son diamètre est la
suivante :
hauteur minimale en périphérie = 1,8 + 0,03 diamètre
avec comme valeur de hauteur minimum en périphérie de l'ouvrage de clarification :
h mini = 2 m en réseau séparatif
h' min = 2,5 m en réseau unitaire
Le débit maximum de recirculation est de 40 m3/h/m de pont sucé.
Si le débit maximum de recirculation est supérieur à cette valeur; il est nécessaire de passer à deux
clarificateurs de section totale équivalente.
La vitesse de rotation du pont est prise approximativement égale à 5 cm/s.
Le temps nécessaire pour que le pont fasse un tour du clarificateur doit être inférieur au temps de
séjour maxi des boues permis dans le clarificateur. Si ceci est impossible, il est nécessaire de
passer à un pont raclé ou sucé de type diamètral.
Le Volume du clarificateur est égal à la section intérieure que multiplie la hauteur moyenne.
La pente à adopter pour le radier est définie comme suit :
pont raclé : pente du radier superieure ou égale à 10 %
pont sucé :pente du radier superieure ou égale à 1 %
nota 1 :
Il est conseillé de passer d'un pont raclé à un pont sucé lorsque le diamètre du clarificateur est
supérieur à 20 m. Ceci devient obligatoire pour des diamètres supérieurs à 24 m.
Dans le cas d'un pont sucé, au-delà de 45 m il y a lieu de passer à deux clarificateurs, de section
totale équivalente.
50
page
51
nota 2 :
Les volumes obtenus par les abaques suivantes sont diffèrents du calcul précédent (type
ATV/CEMAGREF) car elles sont obtenues par des calculs en boucle sur micro-ordinateur suivant
d'autres critères (méthode CIRSEE). Alors que fait-on ?
Les courbes ci-après donnent un ratio de m3 de clarificateur par m3/h de débit maxi arrivant sur le
clarificateur (débit maxi correspondant aux valeurs évaluées sur l'inffluent hors débit de
recirculation), avec les paramètres suivants :
-
Le ratio du débit traversier maximum sur le débit de recirculation (Qmax / Qr) à
prendre égal à un pour le dimensionnement.
concentration Sa prise dans le réacteur biologique (lire MS # MES en g/l)
IM retenu dans les hypothèses de dimensionnement
Nous rappelons qu'il est nécessaire de se situer toujours en-deçà de la courbe limite "temps de
séjour maxi des boues" dans le lit de boues du clarificateur.
VOLUME DE CLARIFICATEUR (m3 / (m3/h de
débit max)) Qr= 1.5 x Qmax
5
MS = 6 g/l
MS = 4 g/l
MS = 5 g/l
4
3.5
Limite pour
temps de séjour
max.
3
2.5
MS = 3 g/l
2
1.5
MS = 2 g/l
IM
51
250
240
230
220
210
200
190
180
170
160
150
140
1
130
V (m3/(m3/h))
4.5
page
52
5
4.5
4
3.5
3
2.5
2
1.5
1
MS = 4 g/l
MS = 3 g/l
MS = 2 g/l
250
240
230
220
210
200
190
180
170
160
150
Limite pour
temps de séjour
max.
140
130
V (m3/(m3/h))
débit max)) Qr=0.5 x Qmax
IM
débit max)) Qr=Qmax
5
V (m3/(m3/h))
MS = 5 g/l
MS = 6 g/l
4.5
MS = 4 g/l
4
3.5
MS = 3 g/l
Limite pour
temps de séjour
max.
3
2.5
2
MS = 2 g/l
1.5
250
240
230
220
210
200
190
180
170
160
150
140
130
1
IM
3.9) COMPARAISON ENTRE DIFFERENTES METHODES DE
DIMENSIONNEMENT DES CLARIFICATEURS
Nous allons comparer succintement 3 méthodes de dimensionnement des clarificateurs
secondaires : CIRSEE, ATV131et CEMAGREF
3.9.1) Rappel
Le clarificateur secondaire dans un procédé à boues activées doit assurer en permanence 2 fonctions :
1) Fonction de clarification ( retenir le maximum de particules en suspension) et respecter
une concentration en MES maximale sur l’effluent traité,
52
page
53
2) Fonction d’épaississement des boues afin de recirculer des boues plus concentrées
que celles se trouvant dans le réacteur biologique,
Dans le cas du traitement d’événements pluvieux, une troisième fonction doit être assurée :
3) Stocker provisoirement une quantité de boue lors de surcharges hydrauliques
temporaires et prévisibles et cela pendant un temps de séjour des boues maîtrisé.
3.9.2) Approche dimensionnelle
Le clarificateur secondaire est dimensionnée suivant 3 grands principes :
la surface de clarification
le volume de clarification
le volume d'épaississement des boues en recirculation
•
•
•
3.9.2.1 ) La surface de clarification (approche CIRSEE)
La surface de clarification est déterminée par :
ou :
Scf = Qefmax / Va
Qefmax = débit maximum de l'effluent (m3/h)
Va = vitesse maximum de clarification (m/h)
Classiquement, cette vitesse maximum est définie en fonction de la charge massique appliquée en
traitement biologique, ou d’un volume corrigé de boue ou d’une charge volumique de boue. Or, il nous
semble que cette vitesse est avant tout dépendante :
•
de la qualité mécanique des boues (soit IM, soit IB des boues),
•
de la fuite, tolérée, en MES dans l'effluent traité sur un échantillon moyen 24h,
sur une base de 30 mg / l de MES dans l'effluent nous avons :
IM en ml/g
75
100
125
150
175
200
250
300
400
500
Va en m/h
1,4
1,3
1,2
1,1
1
0,9
0,85
0,8
0,7
0,6
avec :
IM : Indice de Mohlman
IB : Indice de boue
Va : charge hydraulique ( m3/m2.h) ou vitesse ascensionnelle ou vitesse de Hazen.
Nota : cette vitesse est indépendante de la profondeur de l’ouvrage de séparation
et est égale au rapport du débit traversier sur la surface horizontal de l’ouvrage.
53
page
54
3.9.2.2 ) La surface de clarification (approche CEMAGREF)
Le CEMAGREF a établi une courbe pour déterminer la charge hydraulique en fonction du volume corrigé,
cette courbe a été obtenue sur des clarificateurs à flux verticaux (l’entrée du flux provenant du réacteur
biologique se fait dans le lit de boue ) et dans ce cas de figure la vitesse de chute des particules ou vitesse
de Hazen (ou charge hydraulique) est effectivement dépendante de la concentration locale en particules
(théorie de Kynch).
Hors dans les clarificateurs à flux horizontaux les plus courants, cette courbe est très conservatrice car
l’arrivée du flux provenant du réacteur biologique se fait dans l’eau clarifiée bien au-dessus du lit de boue
donc nous sommes en régime de dilution ( la décantation est libre - ce qui caractérise l’Indice de Boue par
opposition à l’Indice de Mohlman) et par conséquent la vitesse de chutes des particules ou charge
hydraulique est indépendante de la concentration locale donc indépendant de la concentration en boue dans
le réacteur.
Cela signifie que la valeur de la vitesse ascensionnelle prise en considération par la méthode CEMAGREF,
prévue pour les clarificateur verticaux et très conservatrice pour les clarificateurs horizontaux.
Pour définir la vitesse (ou charge hydraulique superficielle en m3/m2/h) à appliquer sur le clarificateur la
courbe du CEMAGREF (méthode inspirée d’une méthode allemande introduite dans l’ATV A131) indique le
charge hydraulique à appliquer en fonction du volume corrigé exprimé en ml/l (le volume corrigé correspond
au produit de la concentration en boue en g/l de MES dans la réacteur par l’indice de boue en ml/g).
Cette courbe peut être modélisée sous la forme ; Ch = f( IB, Caer) soit ;
Ch en m3/m2/h = 2,56 x e( - 0,00193 x IB x Caer)
où ;
Ch = charge hydraulique ou vitesse ascensionnelle en m3/m2.h ou m/h
IB = indice de boue en ml/g
Caer = concentration dans le réacteur biologique en g/l
Vc = IB x Caer en ml/l
3.9.2.3 ) La surface de clarification (approche ATV A131)
L’approche de l’ATV A131 est basée sur la notion de charge volumique de boue : qsv
qsv = Ch x IB x Caer
en l / (m2.h)
où ;
Ch = charge hydraulique ou vitesse ascensionnelle en m3/m2/h ou m/h
IB = indice de boue en ml/g (ISV)
54
page
55
Caer = concentration dans le réacteur biologique en g/l
avec ;
Ch en m3/m2.h = 450 / IBxCaer pour le clarificateur horizontaux
Ch en m3/m2.h = 600 / IBxCaer pour le clarificateur verticaux
Dans l’approche de l’ATV A 131, il est considéré que l’on peut appliquer une vitesse supérieure dans le cas
d’un clarificateur vertical par rapport au clarificateur horizontal.
Le nouvelle version en projet de l’ATV A 131 qui date d’avril 1999 propose des nouvelles valeurs de qsv
pour respecter une valeur en concentration en MES sur l’effluent de sortie de 20mg/l ;
- Pour un clarificateur horizontal ⇒ qsv = 500 l / (m2.h)
- Pour un clarificateur vertical ⇒ qsv = 650 l / (m2.h)
Clarificateur à flux horizontal
Ancienne définition : rapport diamètre (ou longueur) / profondeur supérieur à 6, l’arrivée de la boue issue
du réacteur biologique se fait dans la partie eau clarifiée . La jupe clifford est faiblement immergée, au niveau
du tiers supérieur de la profondeur.
Clarificateur à flux vertical
Définition de l’ATV A 131 : La profondeur d’immersion de la jupe clifford est supérieure à la moitié du
cheminement de l’eau clarifiée (soit H im supérieure au rayon / 2 dans le cas d’un clarificateur circulaire).
L’arrivée de la boue issue du réacteur biologique se fait donc dans lit de boue ( jupe clifford immergée, de
la moitié au tiers inférieur de la profondeur, au milieu de la zone de stockage dite zone 3 ), le lit de boue
« aurait un rôle de filtration » ce qui permet d’obtenir « un gain de l’ordre de 30%» sur la charge hydraulique
superficielle, pour une même valeur de la concentration en MES de l’effluent traité ( ce qui est formalisé par
le rapport 600/450 dans l’ancienne approche ATV A131 et 650/500 dans la nouvelle approche ATV datée
d’avril 1999).
3.9.2.4 ) Application des différentes méthodes sur l’évaluation de la vitesse ascensionnelle
Vitesses ascensionnelles obtenues par la courbe de CEMAGREF en fonction de différentes valeurs d’indice
et de concentration en boue dans le réacteur biologique;
Indice de boue ou de Mohlman
4g/l
4,5 g/l
5g/l
Vitesse pour IB = 100 ml/g
1,18 m/h
1,07 m/h
0,98 m/h
0,90 m/h
0,79 m/h
0,70 m/h
0,80 m/h
0,70 m/h
0,60 m/h
55
page
56
Vitesse obtenu selon l’approche ATV A131 pour un clarificateur horizontal, avec Ch m3/m2/h = 450 / IBxCaer
:
4g/l
4,5 g/l
5g/l
1,13 m/h
1,00 m/h
0,90 m/h
0,83 m/h
0,74 m/h
0,67 m/h
0,75 m/h
0,67 m/h
0,60 m/h
Vitesse obtenu selon l’approche ATV A131 pour un clarificateur horizontal, avec Ch m3/m2/h = 500 / IBxCaer
:
4g/l
4,5 g/l
5g/l
1,25 m/h
1,10 m/h
1,00 m/h
0,93 m/h
0,82m/h
0,74 m/h
0,83 m/h
0,74 m/h
0,67 m/h
Vitesse obtenu selon l’approche ATV131 pour un clarificateur verticaux, avec Ch m3/m2/h = 600 / IBxCaer :
4g/l
4,5 g/l
5g/l
1,5 m/h
1,33 m/h
1,2 m/h
1,11 m/h
0,99 m/h
0,89 m/h
1,0 m/h
0,89 m/h
0,80 m/h
Vitesse obtenu selon l’approche ATV131 pour un clarificateur verticaux, avec Ch m3/m2/h = 650 / IBxCaer :
4g/l
56
4,5 g/l
5g/l
page
1,63 m/h
1,44 m/h
1,3 m/h
1,20 m/h
1,07 m/h
0,96 m/h
1,08 m/h
0,96 m/h
0,87 m/h
57
En période de pluie, nous assistons à une déconcentration en MES dans le réacteur pendant quelques
heures en raison du déplacement d’une partie des boues dans le clarificateur : la concentration en MES
dans le réacteur biologique peut chuter de l’ordre de 0,3 à 1 g/l (suivant les débits traversiers durant les
événements pluvieux) et le volume corrigé baissera d’autant. Ce qui permet d’appliquer des vitesses
hydrauliques sur le clarificateur durant les événements pluvieux supérieures aux vitesses appliquées durant
les période de temps sec, et cela pour un même Indice de boue.
Par contre il y aura lieu de prévoir un volume supplémentaire dans le clarificateur pour le stockage
momentané de ce volume de boue.
3.9.2.5 ) Volume de clarification (approche CIRSEE)
Il correspond à un temps de séjour minimum dans la zone de clarification. Ce temps de séjour, de l'ordre de
1h30 à 2h sur la base du régime hydraulique de pointe, doit permettre d'atteindre un taux optimum
d'abattement des particules décantables (en référence à l' AD2h , décantation après 2 h).
- Le volume de clarification est donc :
Vcl ≥ Qmaxi x 1,5
avec Qmaxi = débit horaire maximum traversier (pointe de temps sec ou maxi horaire en période de pluie)
Nota : Dans l’approche CEMAGREF, inspirée par l’approche allemande, le volume du clarificateur est la
somme de 4 hauteurs correspondant chacune à une fonction spécifique (eau claire, séparation,
épaississement, stockage) et régit par des équations particulières.
3.9.2.6 ) Volume d’épaississement (approche CIRSEE)
Il correspond au volume occupé par les boues activées pendant la phase d'épaississement :
Volume d’épaississement = Masse de boue clarif / Concentration du lit de boues
Masse de boue clarif = débit de recirculation x Sr x temps d’épaississement
soit :
VBcf= Mbcf / ConcLB
avec:
MBcf= Qr * Cr * Ts
Cr = Cba * ( 1 + Qmaxi / Qr )
57
page
58
où :
VBcf = volume de boue dans le clarificateur (M3)
MBcf = masse de boue dans le clarificateur (Kg )
Cba = concentration en boues activées dans l'aération (Kg / M3 ou g /l )
Cr = concentration de recirculation (Kg/M3 ou g/l )
Qr = débit de recirculation (M3 / h)
Ts = temps d'épaississement des boues activées pour atteindre Cr (mn)
ConcLB = concentration des boues dans le lit de boues
Il est évident que Ts ne peut pas prendre n'importe quelle valeur et est dépendant du temps de passage en
anaérobiose des boues activées, donc fonction :
•
•
•
des formes oxydantes existantes dans l'eau interstitielle ( O2, NO3,...)
des besoins en O2 endogène des boues, donc l'état d'oxydation de la matrice organique
de la température
pour 20°C:
Cm
Ts en mn
inf à 0,065
140
0,065
120
0,09
100
0,15
80
0,4
50
0,7
30
3.9.2.7 ) Volume du clarificateur (approche CEMAGREF)
Dans l’approche CEMAGREF, inspirée par l’approche allemande, le volume du clarificateur est la somme de
4 hauteurs correspondant chacune à une fonction spécifique (eau claire, séparation, épaississement,
stockage) et régit par des équations particulières.
Ht = H1 + H2 + H3 + H4
avec Ht = hauteur totale au 2 / 3 de la distance à partir de l’axe de l’ouvrage
H1 = zone d'eau clarifiée ≥ 0,5 m
H2 = zone de sédimentation =
H3 = zone d'épaississement =
H4 =
1 m (réseau séparatif)
0,8 m (réseau unitaire)
sa . IM
1000
∆sa' .V . IM
(le coefficient dans l'ATV131 est de 500)
1000 . Su
H4 = zone de stockage (réseau unitaire uniquement ou réseau séparatif "fuyant")
58
page
59
avec :
Su = surface utile du clarificateur (entre voile)
V = Volume total du réacteur biologique
IM = indice de Mohlman ou Indice de boue
∆sa' = 0,5 à 1g/l (variation de concentration dans le bassin d'aération par temps de pluie où on
assiste à une déconcentration momentanée)
3.9.2.8 ) Volume du clarificateur (approche ATV A 131)
Ht = H1 + H2 + H3 + H4
avec Ht = hauteur totale au 2 / 3 de la distance à partir de l’axe de l’ouvrage
H1 = zone d'eau clarifiée
H1 ≥ 0,5 m
H2 = zone de séparation, de sédimentation et de retour hydraulique
H2 = 0,5 x Va x ( 1+ %R) / ( 1- Vc/1000 )
H3 = zone de concentration et de stockage
1,5 x 0,3 x qsv x (1 + % R)
H3 =
500
H4 = zone d’épaississement et de raclage
H4 =
Caer x Va x (1 + %R) x Te
Clb
avec :
Vc = volume corrigé = IB x Caer en ml/l ou l/m3
Va = vitesse ascensionnelle
IB = Indice de boue
%R = pourcentage de recirculation
Te = temps d’épaississement des boues dans le clarificateur
Clb = concentration du lit de boue =( 1000* Te^1/3) /IB
qsv = charge volumique de boue
3.9) DIMENSIONNEMENT DE LA ZONE D'ANOXIE
Préliminaire :
On ménagera toujours dans la conception de la zone d'anoxie la possibilité de by-passer cet
ouvrage (cas des stations sous-chargées).
Pour déterminer la quantité de N-NO3 à dénitrifier en zone d’anoxie, il y a lieu de prioriser la
dénitrification dans le bassin d’aération et d’en déduire la quantité de N-NO3 dénitrifié dans la
59
page
60
zone aérée pendant les phases de non aération, déduction faite du temps de consommation de
l’oxygène dissous.
Nous commencerons par estimer la quantité d'azote à nitrifier à l'aide de la relation :
Azote à nitrifier = NTKEB - Nass - NTKrejet
NTKEB = Quantité de NTK dans les eaux brutes.
Nass = azote assimilé par les boues activées
en 1ère approximation Nass peut être pris égal à 5 pourcent de la DBO5 éliminée.
de façon plus précise : Nass = 4.8 % . de la production de boues dans le cas d'un effluent
urbain classique. Ou, exprimé par rapport aux MVS des boues produites : de l'ordre de 7
%. Il ya lieu de l'exprimer plutôt vis à vis des MVS surtout dans le cas de la présence de
boues physico-chimiques.
N rejet :
7-8 mg/l en moyenne si sortie NGL = 15 mg/l
3-4 mg/l en moyenne si sortie NGL = 10 mg/l
Nota :
Dans le cas où il est demandé de respecter une norme NGL=20mg/l, c'est à dire NTK + NNO3
inférieur à 20 mg/l, on admet que l'eau traitée comportera 10 mg/l NTK et 10 mg N.NO3.
Si l'on doit respecter une norme NGL=10mg/l (soit 10 mg/l de NTK + NNO3), on admet que la
répartition se fera avec 5 mg/l NTK et 5 mg/l N.NO3.
Un pourcentage de N est non biodégradable -"Ndur"- de l'ordre de 3 à 5 % du NTK des eaux
brutes (cet ordre de grandeur est fonction de l'âge de boue).
Une fraction de N est rattachée aux MES des eaux traitées : 4,8 pourcent des matières
en suspension des eaux traitées. Le N particulaire mesuré globalement en sortie mais
n'est pas pris en compte dans la cinétique.
Une fois estimée la quantité d'azote à nitrifier, nous pouvons estimer la quantité d'azote
à dénitrifier à l'aide de la relation suivante :
Azote à dénitrifier = NTKà nitrifier - N-NO3 ET
Soit encore :
N-NO3 à dénitrifier = NTKEB - Nass - NTKrejet - N-NO3rejet
Toutefois le processus de dénitrification nécessite une source de carbone assimilable. On défini
donc, en fonction du carbone assimilable disponible, la quantité d'azote potentiellement
dénitrifiable :
Quantité N potentiellement dénitrifiable =
Carbone assimilable
2, 7
60
page
61
Cette valeur doit être supérieure à "N à dénitrifier" ; dans le cas contraire, le restant devra être
dénitrifié dans la zone d'anoxie.
La quantité de nitrates potentiellement dénitrifiable est dépendante du carbone facilement
assimilable et disponible en amont . Ce carbone assimilable est associé aux MES des eaux brutes
en entrée et à la DB05 des eaux brutes. On peut estimer que le carbone facilement assimilable
constitue 45 pourcent de cette DBO5.
Le volume nécessaire de la zone anoxie peut être défini par la relation :
Vanox =
Masse de MVS nécessaire en zone d' anoxie
concentration MVS du réacteur biologique
Avec en outre :
Masse de MVS. en zone anoxie =
N à dénitrifier(1)
. 1000
Cinétique de dénitrification x 24 h
Ces deux relations nous permettent d'écrire :
Volume anoxie =
N dénitrifiable x 1000
Cinétique de dénitrification . concentration en boues . %MVS . 24
Dans les relations ci-dessus, les cinétiques de dénitrification sont exprimées en : mg N-NO3 / g
MVS / h
(1)Nota :
1)
Si le N à dénitrifier est très inférieur au N dénitrifiable
Vanox =
2)
N à dénitrifier
u
Si le N à dénitrifier est très supérieur au N dénitrifiable
Vanox =
N à dénitrifier
+ N - NO 3 restant
u
N-NO3 restant devra être dénitrifié en zone aérée.
avec :
u = Cinétique dénitrification * sa * % MVS * 24 /1000.
La cinétique dépend du ratio NTK/DBO5.
Dans la zone d'anoxie, nous pouvons estimer cette cinétique de dénitrification comme suit :
61
page
62
NTK
> 0, 5 ⇒ k = 1, 7 mg N - N0 3 / gMVS. h
DB05
< 0, 5 ⇒ k = 2,1 mg N - N0 3 / gMVS. h
< 0, 4 ⇒ k = 2, 4 mg N - N0 3 / gMVS. h
< 0,3 ⇒ k = 2, 7 mg N - N0 3 / gMVS. h
< 0, 2 ⇒ k = 3 mg N - N0 3 / gMVS. h
L' abattement de la DB05 en zone d'anoxie est négligé dans le dimensionnement du bassin
d'aération et des équipements.
Recirculation de liqueur (ou circulation interne) vers la zone d'anoxie (Rl)
Ce débit de recirculation est fixé de façon à satisfaire les contraintes suivantes :
N - N0 à dénitrifier
NTKEB - Nass - NTKET - NN0 ET
3
3
=
N - N0 ET
N - N0 ET
3
3
0,8NTKEB - NTKET
NTKEB - Nass - NTKET
- (1 +RB) ≅
- 1 + RB
Rl ≥
N - NO 3 ET
N - NO 3 ET
Rb + Rl ≥
Limiter Rl à 400 % (le restant sera dénitrifié dans la zone aérée par arrêt des aérateurs)
nota:
Rl limité à 400 % sur le Qmts
Rb taux de recirculation des boues issues du clarificateur
3.10) DENITRIFICATION SIMULTANEE (EXOGENE + ENDOGENE)
La cinétique de dénitrification est à appliquer sur le temps d'anoxie stricte. Ce temps d'anoxie
stricte est égal au 24h de la journée moins temps d'aération, moins temps de consommation O2
dissous.
La valeur de cette cinétique est approximée comme suit :
k1 = 1,6 mg N-NO3/gMVS.h avec dissociation aération / brassage
k2 = 1 mg N-NO3/gMVS.h sans dissociation aération / brassage
- Cas sans zone d'anoxie : on doit avoir dans ce cas un temps d'aération maximum de 12 h.
- On a de plus pour chaque cycle d'aération :
Un temps de consommation de l'oxygène dissous de 15 à 20 mn
Un cycle de consommation de l'oxygène lié aux nitrates (NO3) de 1h30 à 2h
- Cas avec zone d'anoxie : où il faut dénitrifier le résiduel N-NO3 (s' il reste un résiduel non
dénitrifiable en anoxie).
62
page
Graphique associant la nitrification en fonction de Cm et du rapport DBO5 / NTK
(valeurs considérées sur l'inffluent)
ABBATTEMENT EN NGL à 12°C EN FONCTION DE LA CHARGE MASSIQUE
100
90
80
% Abbattement
70
60
50
40
DBO/NTK = 6
30
DBO/NTK = 4.5
20
DBO/NTK = 3
10
0
0.05
0.06
0.07
0.08
0.09
0.10
0.11
CM (kg DBO/kg MV)
63
0.12
0.13
0.14
0.15
63
page
64
CINETIQUE DE NITRIFICATION EN FONCTION DE L'AGE DE BOUE
4.50
4.00
3.50
20 j
25 j
10 j
15 j
mg N-NO3/gMV/h
3.00
5j
2.50
2.00
1.50
1.00
0.50
22
21
20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
0.00
Température en °C
3.11) DIMENSIONNEMENT DU BASSIN D'AERATION
Cas de dénitrification avec zone anoxie :
Le volume du bassin d'aération est pris égal au volume total de bassin nécessaire diminué du
volume de la zone anoxie.
64
page
65
Cas d'une dénitrification simultanée dite endogène :
Le volume du bassin d'aération est pris égal au volume total de bassin nécessaire
L'estimation du volume du bassin d'aération se ramène donc au calcul du volume total de bassin
nécessaire. Ce volume est fixé de façon à satisfaire trois contraintes : l'une portant sur la charge
massique, l'autre sur la charge volumique et la dernière sur l'âge des boues.
Contrainte sur la charge volumique Cv :
une norme NGL = 15 mg/l impose Cv = 0,3 kg DB05/m3
une norme NGL = 10 mg/l impose Cv = 0,23 kg DB05/m3
Cinétique de nitrification de référence à utiliser pour la vérification (cf tableau en annexe):
K ≥ 1,2 mg N/gMVS.h à 12° A = 13 j
K'≥ 3,0 mg N/gMVS.h à 16° A = 13 j
temps de nitrification est toujours < temps d'aération.
3.12) CALCUL DES BESOINS EN OXYGENE
Préliminaire :
Dans ce qui suit nous utilisrons les notations suivantes :
Le =
DBO5 à dégrader (le rendement est négligé).
a' =
quantité oxygène nécessaire pour oxyder 1 kg de DB05.
b' =
quantité oxygène nécessaire au métabolisme endogène de 1 kg de matières
volatiles en suspension (M.V.S.) par jour.
SV = masse de MVS dans le réacteur biologique (hors zone d'anaérobie) soit bassin
d'anoxie + bassin d'aération + clarificateur.
C' =
taux de conversion de l'azote ammoniacal (N-NH4) en azote nitrique (N-NO3)
C' = 4,53 kg O2/kg N-NH4 nitrifié
C" = taux de conversion de l'azote nitrique en azote gazeux en considérant que la
fraction de l'oxygène récupérée par dénitrification est totale (certains prennent un facteur
de sécurité de l'ordre de 0,7).
C'' = 2,86 kgO2/kg N-NO3 dénitrifié
Le besoin en oxygène se compose de la quantité d'oxygène à fournir pour éliminer la pollution
carbonée plus quantité d'oxygène à fournir pour éliminer la pollution azotée.
Besoin pour la dégradation de la pollution carbonée :
QO2/j = a' Le + b' SV
Besoin pour la dégradation de la pollution azotée :
65
page
66
QO2/j = C' N à nitrifier - C" N' à dénitrifier
Nota :
Ce que nous venons de dire n'est valable que dans le cas où l'on désire réaliser une
nitrification-dénitrification. Si l'on se place dans des conditions où la nitrification n'a pas
lieu, la quantité d'oxygène à fournir est égale à celle nécessaire à éliminer la pollution
carbonée.
Soit, besoins journaliers totaux :
QO2/j = a'Le + b.SV + C'N nitrification - C''N'dénitrification
En utilisant les valeurs préconisées ci dessus, nous obtenons la relation :
Q02/j = a'Le + b'SV + 4,53 Nnitrif - 2,86 Ndénitrif
a' et b' sont fonctions de Cm (cf tableau).
si Cm augmente, a' baisse et b' augmente (cf tableau).
3.12.1)Capacité d'oxygènation nécessaire en pointe
Ce calcul prend en compte une concentration homogène sur 24 h appliquée au débit de pointe.
Le.
b' SV 4.53.NTK
QO2pointe
= a'
. QpTS +
+
.QpTS
(horaire)
QjTS
24
QjTS
3.13) DIMENSIONNEMENT DES AERATEURS
3.13.1) Coefficient global de transfert (C.G.T)
Les performances des aérateurs s'expriment en terme d'apport spécifique brut en eau claire (ASB)
en kgO2/kwh absorbé dans des conditions dites standard (eau claire, concentration nulle en O2, T
= 10°C, pression atmosphérique = 1,013 bars ou 10,33 mCe).
En boues activées les performances sont différentes.
Le facteur correctif à appliquer est appelé Tp ou α: coefficient de transfert eau claire-boues
fonction du type d'équipement
D'autres facteurs correctifs doivent être appliqués liés à la température, à la pression, à la viscosité
et surtout au fait que la fourniture d'oxygène n'est pas réalisée à concentration nulle en oxygène.
Tt ou γ = 1,024
T° -10° C
Td ou β
66
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67
Rapport entre les valeurs des concentrations de saturation en oxygène en eau usées et en eau
claire.
Td =
CS - C
CS10
CS10 = 11,29 mg/l valeur de saturation en 02 à 10°C(norme AFNOR NF EN 25814)
C = concentration à maintenir en O2 dissous dans les boues.
Cs = concentration à saturation en O2 dissous à la température des boues.
Coefficient global de transfert :
C.G.T = Tp x Tt x Td
3.13.2) Puissance théorique absorbée
On obtient alors l'équation :
Puissance théorique absorbée =
QO2 en pointe
A.S.B × C.G.T
Dans laquelle :
QO2 en pointe correspond au paramètre précédement calculé.
CGT = coefficient global de transfert. Prend en compte l'ensemble des coefficients
A.S.B = apport spécifique brut mesuré dans les conditions standards en KgO2/Kw.abs
Pabs = Puissance absorbée aux bornes
Les valeurs de l'ABS et du CGT sont données dans le tableau ci-dessous :
67
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Systè m e d 'a é ra tio n
Ha ute ur d 'e a u
ASB
m a xi
kg O2/ kw
a b so rb é
m o ye n
a g ita te ur d e surfa c e
turb ine s le nte s
turb ine s ra p id e s
b ro sse a ve c d é fle c te ur:
d ia m 700 - 850 m m
d ia m 950 - 1050 m m
Insuffla tio n d 'a ir
g ro sse s b ulle s
C GT
Bra ssa g e
W/ m 3
2 - 3,5 m
1 - 2,5 m
1,8
1,25
0,7
0,7
45
1-2m
1,5 - 3 m
1,6
1,8
0,7
0,7
35
2 - 3,5 m
0,6 - 1,0
m o ye nne s b ulle s
2-8m
0,8 - 1,5
0,7
fine s b ulle s
3-8m
2 - 3,4
0,55
2-3m
3-8m
0,5 - 0,65
0,8 - 1,6
2-3m
0,5 - 0,7
4-10 m
1,3 (MB)
3,2 (FB)
Systè m e à b a se d e
pompe
Eje c te ur a tm o sp hé riq ue
Eje c te ur a ir surp re ssé
Aé ra te ur m é c a niq ue
im m e rg é s
Disso c ia tio n
Aé ra tio n/ b ra ssa g e
b a ssin o u
c he na l
MB
FB
0,6 - 0,7
25-40 W/ m 3
5,5 - 9m 3/ m ²
20-30 W/ m 3
4,5-8 m 3/ m 2
15-25 W/ m 3
3,5-5,5 m 3/ m 2
Che na l :
3w / m 3
b a ssin :
10w / m 3
68
Re nd e m e nt
e a u c la ire sur
4m
5-7 %
6-12 %
15-25 %
14 (MB)
25 (FB)
= Moyenne bulle
= Fine bulle
3.13.3) Aération par turbine ou pont brosse.
Pour assurer un brassage correct, la hauteur d'eau de référence dans les bassins munis de turbines
(Kw abs) sont les suivantes :
5 kw
10 kw
18 kw
25 kw
35 kw
45 kw
55 kw
65 kw
h=
h=
"
"
"
"
"
"
1.8 m
2,3 m
2,6 m
2,8 m
3,0 m
3,4 m
3,8 m
4,2 m
68
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69
Comme indiqué dans le tableau ci-dessus, les puissances spécifiques de brassage, calculées sur les
puissances absorbées, sont les suivantes :
45 w/m3
35 w/m3
Puissance spécifique des turbines
Puissance spécifique des brosses
Aération en dissociation aération-brassage.
Puissance spécifique des agitateurs
Agitateur lent
diam > 2 m : 3 - 4 w/m3 dans un chenal
6 - 8 w/m3 dans un bassin rectangulaire
Agitateur rapide
diam < 1 m : 10 - 20 w/m3
3.13.4) Aération par insufflation d'air .
3.13.4.1) Calcul de débits d'air:
débit d'air :
Qo 2 / h
Rdt x CGT x O 2 g / m3 x He
- débit d'air sec exprimé en Nm3/h (normaux m3 d'air en référence aux conditions normales ; à 273
°K ou 0°C, Pn = 1 atm = 10332 mm CE = 1,01325 bars = 1013,25 mbars = 101,325 KPa = 760
mm Hg)
1 bar = 100 KPa
- QO2 / h = besoin en oxygène en pointe horaire
- CGT = coefficient global de transfert
CGT # 0,55 (fine bulle)
- He = hauteur de liquide au-dessus des diffuseurs.
- Rdt : rendement en eau claire en fine bulle 3,8 à 6,8 % par mètre d'eau (suivant type
d'équipement)
- O2 / m3 : quantité O2 par m3 dans les conditions normales , soit : 300gO2 par m3 d'air
69
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70
Nota 1 :
Quand la quantité O2 par m3 d'air est prise égal à 280 g/m3
Cette valeur de 280 g/m3 d'O2 par m3 d'air est estimée à 20 °c - température de référence de l'air
aspiré dans les catalogues des constructeurs.
(par ex: catalogue HIBON pour les Roots : T de l'air aspiré = 20°C).
Nota 2 :
L'air "sec" contient 23,19 % d'oxygène en poids (ou 21 % en volume), 1 m3 d'air à 0°c et 760
mmHg pèse 1,293 kg et contient 300g d'oxygène. Le débit d'air calculé doit être exprimé en
N.m3/h (normaux m3 d'air à l'heure, c'est à dire à T= 0°C et P= 10333 mm CE ).
Pour le calcul de débits d'air définifs, il y a lieu de tenir compte de la variation des températures de
l'air extérieur et de la température de référence adoptée par le constructeur (en général 15 ou
20°C), mais aussi de l'altitude, donc de la pression atmosphérique.
masse volumique de l'air sec ( ρ )
ρ=
P
R ×T
ρ = masse volumique de l'air sec en Kg / m3
P= P absolue mm CE
Pn = 760 mmHg = 10330 mm CE = 101,3 KPa
Tn = 273 °C
T = 273 °C + t°c
R = 29,27
Variation de la masse volumique de l'air ;
ρ = ρn x Pa + ∆P × Tn
Pn
T
Pa = pression atmosphérique à l'altitude considérée en mCE
∆P = élévation de pression totale provoquée par le surpresseur en mCE
ρn, Pn et Tn = valeur dans les conditions normales
70
La pression atmosphérique moyenne peut être approchée par la formule de Schassmann :
log10 p h = log10 101,3 −
h
18400
p h = est la pression atmosphérique moyenne en Kilopascals, à l'altitude h
log10 p h = logarithme décimal
où
altitude en m
0
500
1000
1500
2000
3000
Pa en mCE
10,33
9,74
9,17
8,63
8,10
7,15
3.13.4.2) Calcul de la puissance consommée des surpresseurs :
La puissance consommée des surpresseurs volumétriques est donnée par la formule :
3, 89 × Q × log
Pn.a =
avec :
PR
PA
R
Pn.a = puissance nette à l'arbre en Kw
R = rendement isothermique (0,5 à 0,7)
Q = débit en N.m3 / mn (0°c et 760 mm Hg)
Pa , Pr = pressions d'aspiration et de refoulement en mCE absolue
Puissance absorbée aux bornes =
avec
Pn.a
Cosϕ. ηm
ηm = rendement moteur # 0,85
3.13.4.3) Débit de ventilation du local de surpression
Hypothèses :
- Température de l'air aspiré = 30°C
71
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71
-
page
72
Température maxi à accepter dans le local = 40°C (+ 7°C avec capotage et 10°C sans
capotage = maxi température d'élévation)
Pertes thermiques ou rayonnement du surpresseur = f( Pabs du surpressur) nous allons
prendre par excès 20% de sa puissance absorbée pour cette puissance
Longueur de la nourrice d'air principale = 8m, avec un vitesse de l'air de l'ordre de 10
m/s nous obtenons un diamètre de 280mm
Nourrice d'air non calorifugée donc un coeficient de transmission thermique de l'ordre
de 6 w par delta de °C par m3 de conduite
Elévation de la température lors de la compression environ 10°C par m de Ce de perte
de charge en aval soit 80°C environ
Température de l'air surpressé en sortie du surpresseur = 110°C
Calcul plus précis pour l’chauffement dû à la compression = ∆t
∆t = 13,6 x Pa (kw) x 60 / ρ1 x Cp x Q1 = 90 °C
ρ1 en kg/m3
Cp chaleur spécifique de l’air = 0,24
Q1 en m3/h
Puissance dégagée par les surpresseurs= 0,20 x 73 kW = 14,6 kW
Puissance dégagée par les conduites = 0,280m x 8m x 3,14 x 6 x 110°C /1000 = 4,6 kW
Puissance totale dégagée = 14,6 + 4,6 = 19,2 kW
Calories à évacuer = (Pdegsup+Pdegcond)*3600/4,1855 = 16514 Kcal/h
Masse d'air nécessaire = Calories à évacuer /(0,24 x (T°intérieure -T°extérieure))= 6880 kg
Avec chaleur spécifique de l'air = 0,24 kcal / delta de T°c
Masse volumique de l'air aux conditions réelles = 1,293*(273/(273+Text))*Patm = 1,165 kg/m3
Ventilation à prévoir dans le local des surpresseurs
Débit d'air à évacuer = Masse d'air nécessaire / Masse volumique de l'air =6880/1,165 = 6000
m3/h d'air
3.14) BRASSAGE DU BASSIN D'AERATION
3.14.1) Débit de pompage d’un agitateur
Le débit de pompage est le débit de liquide qui passe effectivement dans le mobile
d’agitation
Débit de circulation
QC = Qe + QP
avec Qe = débit d’entraînement (ou débit de pompage induit)
72
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73
QC = débit de circulation
Cette grandeur (Qc) se déduit de la mesure de la vitesse moyenne VC de circulation dans
le bassin
Un état de mélange dépendra ;
- des différentes vitesses le long des trajectoires de circulation
- des longueurs différentes de ces trajectoires
- des phénomènes de diffusion moléculaire et turbulente
3.14.2) Expression de la vitesse moyenne de circulation
La vitesse de circulation du liquide est un critère de choix d’un système d’agitation
Une bonne circulation peut se caractériser par :
- un débit de circulation aussi élevé que possible,
- une répartition des profils de vitesses régulière en tout point du chenal
3.14.3) Relation entre la puissance dissipée & la vitesse moyenne de circulation
P = K x V3C
Cette expression indique que la puissance dissipée est proportionnelle au cube de la vitesse
moyenne de circulation
3.14.4) Relation entre la puissance spécifique, la vitesse et la géométrie du chenal
La vitesse dissipée par unité de volume = puissance volumique ou puissance spécifique en
w / m3 ) est fonction ;
1) - des caractéristiques du mobile d’agitation
2) - des rapport géométriques H / L m et la /Lm (Lm = longueur moyenne du chenal, l
= largeur du chenal et H = hauteur liquide du chenal)
3) de la vitesse de circulation au cube VC à la puissance 3
4) inversement proportionnelle au diamètre du mobile d’agitation
La puissance dissipée diminue quand la taille du chenal augmente
3.14.5) La vitesse horizontale induit par le mobile d’agitation
Plus cette vitesses est importante plus l’on augmentera le temps de séjour des bulles d’air
et plus le transfert d’oxygène sera meilleur
73
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74
Vitesse horizontale d’une fine bulle (Φ = 2 - 3mm ) en eau claire = 0,23 m /s
Rapport = V2 moy / Ps
avec ;
- Ps = puissance spécifique exprimée en w/m3 de réacteur
- V = vitesse moyenne exprimé en cm/s
Plus ce rapport est important plus le couple est performant
Agitateur petites pales
chenaux annulaires
chenaux oblongs
100 - 300
50 -100
Agitateur grandes
pales
400 - 1000
200 - 500
Comme le vitesse moyenne est directement liée à la puissance dissipée, il y a lieu de
trouver un compromis entre l’obtention d’une vitesse minimale ( de l’ordre de 0,20 m /s à
0,25m/s ) pour assurer un bon rapport rendement d’oxygénation et puissance fournie.
L’apport horaire en oxygène est une fonction croissante asymptotique de la vitesse
horizontale de l’eau, et cela est confirmée pour des vitesses supérieures à 0,10 m/s
(essais CEMAGREF).
Pour des vitesse inférieures à 0,10 m/s , l’augmentation du transfert d’oxygène est faible (
de l’ordre de 10%) (essais CEMAGREF).
Le gain d’apport horaire lorsque la vitesse passe de 0 à 0,40 m /s est de l’ordre de
40% ( valeurs CEMAGREF)
L’accroissement de l’apport horaire en fonction de la vitesse horizontale de l’eau
s’explique par l’impact du système d’agitation sur les paramètres influençant le transfert
d’oxygène, à savoir ;
a) - la surface d’échange
b) - le temps de contact air-eau
c) - l’écart entre les concentrations d’oxygène de l’air et de l’eau
a) la surface d’échange est fonction
- de la taille des bulles (taille sortie diffuseur, pb de coalescence,
importance du cisaillement qui est favorable, hauteur d’eau sur les
diffuseurs)
- forme des bulles qui est fonction de la turbulence du milieu
b) le temps de contact air-eau est fonction de la vitesse de montée des bulles
d’air qui est fonction de ;
74
page
75
- la taille des bulles d’air
- la vitesse des bulles d’air à la sortie des diffuseurs
- les spiraux flows qui induisent une rotation verticale de l’eau donc une
accélération de la vitesse de montée des bulles d’air
L’impact majeur d’un bon brassage du milieu associé à une vitesse moyenne
importante ( 0,3 à 0,4 m/s) se situe sur la suppression des spiraux flows générés par
la montée des bulles, cette suppression permet d’augmenter le temps de contact des
bulles dans le milieu.
c) l’écart entre les concentrations d’oxygène de l’air et de l’eau
cet écart est fonction de ;
- l’agitation du milieu
- de la concentration en O2 dissous
3.14.6) Incidence du spiral flow
il y aurait 3 sortes de spiral flow = mise en rotation du plan d’eau ayant un effet
d’accélération la vitesse de montée des vitesses.
- les grands spiraux flow : lorsque les surfaces occupées par les
diffuseurs sont de plusieurs m2
- les petits spiraux flow :qui se produisent entre diffuseur
- le micro spiral flow : qui interviennent entre orifices des diffuseurs
(entre les bulles)
Tous les trois engendrent une mise en rotation verticale de l’eau qui accélère la
vitesse de montée des bulles d’air donc diminue sensiblement le transfert
d’oxygène dans le liquide (en diminuant le temps de contact bulles/fluide).
3.14.7) Synthèse sur l’apport du brassage dans les performances d’oxygénation
Synthèse sur l’apport du brassage dans l’augmentation des performances de
transfert d’oxygène ;
1) augmentation de la surface d’échange ( favorisée par la turbulence due
à l’agitateur, la hauteur d’eau, la taille de bulles, réduction des phénomènes
de coalescence).
2) augmentation du temps de contact air/eau ( le gain dans l’apport en
oxygène dans le liquide est proportionnelle à la vitesse horizontale générée
par le mobile d’agitation, diminution de l’impact négatif des spiraux-flows )
75
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76
3) effet de cisaillement des agitateurs favorable sur les tailles des bulles (
le cisaillement diminue leur taille donc diminue la vitesse de montée de la
bulle et réduit considérablement l’effet de coalescence ( lorsque les bulles
de petites tailles s’agglutinent pour former des bulles de taille supérieure)
4) réduction notable des phénomènes de spiral-flow qui sont négatifs sur
le transfert en oxygène puisqu’ils réduisent le temps de contact de la bulle
dans le liquide en jouant sur une accélération verticale du liquide
3.14.8) Regroupement ou densité des raquettes
Le regroupement des raquettes favorise le rendement (KLA exprimé H-1)
.
Ceci est caractérisé par la densité surfacique : rapport du nombre de membranes sur
la surface totale occupée par les membranes.
Le rendement sera d’autant plus grand que cette densité sera élevée.
3.14.9) Règles à respecter pour le positionnement des agitateurs (optimiser sa
poussée)
- positionnement à des distances minimales ( 0,3 à 0,5 m environ) des murs
extérieurs et intérieurs ( effet de paroi négatif sur la vitesse moyenne du au
coefficient de frottement)
- positionnement à des distances minimales ( 0,3 à 0,5 m environ) du plancher et de
l’interface air/eau (sachant qu’il y a un compromis en fonction de la hauteur liquide
totale)
- distance suffisante en aval du système de diffusion (D1 sup à Hliquide) pour éviter
les phénomène de cavitation sur l’agitateur (usure prématurée voire casse de pâles,
performance de poussée moindre de l’agitateur car mélange biphasique air/eau)
-distance minimale avant d’attaquer le mur de bulles (D2 sup à largeur du chenal)
pour que le maximum d’énergie due à la poussée de l’agitateur attaque le mur de
bulles = pertes de charges importantes = élévation du plan d’eau.
3.14.10) Optimisation des conditions hydrodynamiques des réacteurs
Quelle forme de bassin ?
- le chenal annulaire : le meilleur compromis en terme de vitesse moyenne à
respecter et puissance d’agitation installée
76
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77
- le chenal oblong est moins plus performant que l’annulaire (sauf pour des
volumes plus grands où il est souvent utilisé, donc plus performant)
Quelle vitesse moyenne (eau / boues) ?
On observe un gradient de vitesse horizontale ( dans le cas des chenaux) entre la
paroi extérieur (vitesse plus élevée) et la paroi intérieur, présence d’une mise en
rotation du plan d’eau.
- vitesse pour reprendre un dépôt
- vitesse pour améliorer l’apport en oxygène
- vitesse pour un mélange homogène en fonction de la concentration
en boues
- champ de vitesses complexe dans certains cas ( vitesse négative
sur le même plan : cas d’un nombre insuffisant d’agitateurs pour
une largeur de réacteur trop importante ou sur différents plans dans
le réacteur : cas des bassins profonds)
Le compromis se situerait pour une vitesse moyenne en eau claire de l’ordre de
0,35m/s, soit environ 0,25m/s en boue. ( P = K x V3C )
3.14.11) Puissance de brassage
Bassin de forme chenal circulaire :
- En première approximation nous prendrons par simplification une puissance spécifique
de l'ordre de 3w/m3 de réacteur soit une puissance totale de brassage de 7kW (répartie en 2
agitateurs suivant le diamètre intérieur de l'ouvrage de la zone de contact associé au
dégazage)
- Agitateur à axe horizontal, grandes pâles ( 2 m) et vitesse lente (35 à 55 tours/mn)
3.15) DIMENSIONNEMENT POMPE D'INJECTION DES SELS METALLIQUES
3.15.1) Choix des réactifs
Les produits utilisés sont : le chlorure férique (FeCl3), le clairtan (FeSO4Cl) ou le sulfate de
ferFeSO4,7H2O...
Coût des réactifs :
clairtan ≈ 700 F/Tonne
Fecl3 ≈ 1200 F/Tonne
FeS04,7H2O ≈ 450 F/Tonne
Concentration en Fe du produit commercial : 200 g/l de Fe (FeCl3, FeSO4Cl )
77
page
78
: 180 g/l de Fe (FeSO4CL type H)
densité du FeSO4CL normal (T° de congélation -8°C) = 1,54 à 20°C
densité du FeSO4CL type H (T° de congélation -22°C) = 1,48 à 20°C
densité du FeCL3 = 1,42 à 1,45 et 570 g/l à 598 g/l de FeCL3 pur (dit à 40%)
Ratio Fe/P en poids : 2,7 à 4,5 (suivant le rendement souhaité sur la précipitation),
soit en rapport molaire Fe/P = 2 (80% de Rdt) et Fe/P = 2,5 (90% de Rdt)
Pour un rendement recherché de 80 %, prendre en 1ère approximation 3,5 kg Fe/kgP
et 4,5 kgFe/kgP pour un rendement de 90 %.
P à traiter = PEB - "PBIO" - Pass - Prejet
PEB = Quantité de phosphore entrant dans les eaux brutes.
PBIO représente la quantité de phosphore éliminée par déphosphatation biologique. Par sécurité,
on prendra un rendement maximum de 50 % sur la zone d'anaérobie (quand elle existe dans la
filière).
Pass = Phosphore extrait dans la production de boues.
Prejet = Phosphore rejeté dans les eaux traitées. On considère que 20 % du phosphore entrant est
rejeté si la station doit satisfaire un niveau Pt = 2mg/l. Dans le cas contraire on considèrera une
concentration de 2 mg/l dans l'effluent de sortie.
Prejet =
soit 80 % de Rdt. si niveau Pt=2mg/l
ou soit 2 mg/l x Qm3/j
Cas du clartan de type H à 180 g/l de Fe :
débit nécessaire en pointe = (
∆P =
(conc moyenne P) QpTS - ∆P
) 3,5
0,180
Pass
- Prejet sur 1 h
24h
Cas du FeCL3 :
avec 80% de Rdt [FeCL3] = 3,5 x1,42 / 0,200g/l = 25 Kg de FeCL3 technique / Kg de Pt
avec 90% de Rdt [FeCL3] = 4,5 x1,42 / 0,200g/l = 32 Kg de FeCL3 technique / Kg de Pt
3.15.2) Volume de la cuve de stockage du réactif (cas du clairtan)
Cuve de stockage du réactif (+ cuve de rétention en béton)
Le Volume de ces cuves sera pris de façon à assurer une autonomie de 30 jours minimum.
78
Volume de la cuve =
page
79
P à traiter Kg / j x 3,5
x 30 j en m3
0,180 g / l
3.15.3) Bilan TAC avec le traitement de l’azote et du phosphore
3.15.3.1) Rappel des unités employées
- Milliéquivalent par litre : meq/l
Quantité d'électrolyte dissoute dans un litre de solution égale au millième de l'équivalentgramme.
Donc, c'est la concentration d'une solution N/1000.
Soit pour CaCo3 - masse molaire 100 g
valence 2
1 meq/l = 100 = 0,05 g/l ou 50 mg/l de CaCo3
2. 1000
- Degré français
1°F correspond à la concentration d'une solution N/5000.
Soit pour le CaCo3 : 100 = 0,01 g/l ou 10 mg/l de CaCo3
2. 5000
donc par définition 1 meq/l = 5°F et 1°F = 10 mg/l de CaCo3
TAC ≅ expression de la teneur en hydrogéno-carbonates.
- Degré allemand
1° alllemand = 1,786 ° F = 17,86 mg/l de CaCO3
2,8 ° allemand = 5°F = 50 mg/l de CaCO3
3.15.3.2) Consommation et restitution d’alcalinité
1) Nitrification
Le processus biologique de nitrification (transformation de l'ammoniaque en nitrite puis
nitrate) acidifie le milieu.
De plus, l'activité biologique des bactéries nitrifiantes est optimale à pH ≅ 8 - 8,5, et baisse
si le pH baisse.
Cela signifie que si l'on souhaite favoriser la nitrification sans induire une baisse de
l'activité des nitrifiantes, nous devons avoir dans l'eau à traiter une quantité suffisante de
carbonates.
1 mg/l de N-NH4 nitrifié consomme 7,1 mg/l de CaCo3 ou 0,142 meq/l de CaCo3.
2) Dénitrification
79
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80
Le processus de dénitrification (réduction des nitrates en azote gazeux) basifie le milieu,
apporte une certaine alcalinité.
1 mg/l de N-NO3 restitue 3,55 mg/l de CaCo3 ou 0,071 meq/l.
3) Déphosphatation physico-chimique
L'introduction de sels métalliques de type chlorure ferrique (FeCl3) pour précipiter le
phosphore sous forme de boues minérales inertes (FePo4 + Fe (OH)3) va acidifier le
milieu biologique.
1 mg/l de Fe introduit va consommer 2,67 mg/l de CaCo3 ou 0,053 meq/l.
3.15.3.3) Stabilité du pH dans le réacteur et sur l’eau triaté
La chute du pH a pour conséquence :
- diminution substantielle de l'activité des bactéries nitrifiantes
- dé floculation de la structure de la biomasse favorisant une formation dispersée et une
dégradation des caractéristiques mécaniques des boues (indice de boue).
Le maintien d'un pH proche de la neutralité sur l'eau traitée nécessite un minimum de
tampon carbonaté de l'ordre de 5°F, soit 50 mg/l de CaCo3 de disponible en sortie de
station.
La relation entre le pH et le TAC n'est pas directe compte tenu de la présence de réactions
acides/base très complexes dans l'eau interstitielle.
3.15.3.4) Bilan TAC entrée / sortie sur une installation
1) Traitement de l'azote seul
Volume effluent brut =
600 m3/j
TAC sur effluent brut mesuré =
28° F
280 mg/l
Concentration CaCo3 =
168 kg/j
Quantité CaCo3 =
Quantité d'azote nitrifié =
38 kg
38 x 7,1 = 270 kg/j
Consommation CaCo3 =
Quantité d'azote dénitrifiée =
36 kg
3,55 x 36 = 128 kg/j
Restitution de CaCo3 =
142 kg/j
CaCo3 consommé =
CaCo3 restant =
26 kg/j
Soit en concentration =
43 mg/l
Soit en °F =
4,3°F
Valeur mesurée en sortie = entre 4 et 5°F
2) Traitement de l'azote et du phosphore
80
page
81
Quantité de fer injecté = 39 kg/j
Consommation de CaCo3 = 104 kg/j
Bilan total de l'alcalinité en CaCo3
168 - 270 + 128 - 104 =
- 78 kg/j
soit =
- 130 mg/l
TAC de l'effluent traité = - 13°F
Equivalence en alcalinité résiduelle nécessaire = 5°F
Quantité de CaCo3 à introduire = 180 mg/l
Soit
= 108 kg/j
3.16) CALCUL DES DEBITS DES POMPES DE RECIRCULATION DES BOUES
Nous prendront les mêmes hypothèses que pour le dimensionnement du clarificateur.
La concentration de référence a été prise pour un système en équilibre, avec 100 % de
recirculation sur le débit d'alimentation du clarificateur. Dans ce cas, la concentration de
recirculation (sr) est le double de la concentration dans le bassin d'aération (sa).
TAUX DE RECIRCULATION POUR TS = 90 MN
300%
5 g/l
4 g/l
250%
3 g/l
QR/Qalim
200%
150%
100%
2 g/l
50%
0%
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
IM
Les temps de séjour des boues dans le clarificateur au cours de la période de pointe sont définis en
fonction de la charge massique :
50'
80'
120'
pour cm ≥ 0,3
pourCm=0,1
pourCm≤0,09
Le dimensionnement des capacités de recirculation à installer devrait tenir compte des conditions
effectives d'exploitation du réacteur (idem clarificateur). Pour cela, on doit prendre en compte un
81
page
82
intervalle possible de variation de l'indice de Mohlman et de la concentration en boues. Les
variations de l'indice de Mohlman peuvent être dûes au conditions de brassage, à la présence d'une
déphosphatation physico-chimique, à la nture de l'effluent à traiter, etc.
1° cas : dissociation aération-brassage
L'indice de Mohlman peut alors prendre une valeur supérieure de 30 mg/l à la valeur estimée
pour le dimensionnement.
2° cas : turbine ou brosse seule
L'indice de Mohlman peut alors prendre une valeur supérieure de 100 mg/l à la valeur
estimée pour le dimensionnement.
Bien entendu, le pont du clarificateur doit être adapté aux capacités maximales de
recirculation.
Nombre minimum de pompe de recirculation :
Prévoir au moins 3 pompes minimum ( Qn, Qd, QPts ou Q max) plus une en secours.
Par exemple :
Si l'on suppose les données suivantes :
IMref = 150 ml/g,
Cm < 0.1 kg DBO5/kg MVS.j
IM x Sa < 900 ml / l
La valeur de la charge massique nous permet de prendre un temps de séjour des boues dans le
clarificateur de 90 minutes.
1° cas : dissociation aération-brassage
IMref + 30 = 180 mg/l
Si l'on suppose une concentration de boues dans le bassin de 5 g/l, le graphique ci-dessus
nous donne une ration du débit de recirculation par rapport au débit traversier de 200%.
En d'autre termes le débit de pointe de la recirculation doit être deux fois supérieur au débit
de pointe à traiter.
2° cas : turbine ou brosse seule
IMref + 100 = 250 mg/l
Si l'on suppose une concentration de boues dans le bassin de 3.5 g/l (pouvant aller jusqu'à 4
g/l), le graphique ci-dessus nous donne une ration du débit de recirculation par rapport au
débit traversier de 300%.
En d'autre termes le débit de pointe de la recirculation doit être trois fois supérieur au débit
de pointe à traiter.
Vérification des capacités maxi de recirculation du pont sucé :
La relation suivante doit être vérifiée :
82
page
83
longueur du pont
> Débit maximum de recirculation
40 m3 / h
3.17) EVALUATION DES CONCENTRATIONS DE L’EFFLUENT TRAITE
3.17.1) Evalutation de la concentration de la DBO5 en sortie
DBO5 totale en sortie = DBO5 ad2h + DBO5 dure + DBO5 mes
Avec :
DBO5 ad2h = DBO5e x (1-(0,5*(1+EXP(-CM)))^0,5) x 1000/QJTS
DBO5 dure = 0,05 x DBO5e x (2,5/(VBIOret*24/QJTS)) x 1000/QJTS
DBO5 mes = b’ x CMESs x % MVS x 5/100
3.17.2) Evalutation de la concentration des MES en sortie
MES sortie = 30 mg/l x (Vappliquée / V théorique)^0,7
Vitesse à calculer sur les trois régime hydraulique :
Sur Qmts ⇒ V mts ⇒ Concentration en MES en période diurne
Sur Qpts ⇒ V pts ⇒ Concentration en MES en période diurne
Sur Qnoct ⇒ V noct ⇒ Concentration en MES en période diurne
3.17.3) Evalutation de la concentration de la DCO en sortie
DCO sortie = 10^((0,97+0,23*LOG(ConMESs)+0,49*LOG(ConDBO5s))
IV. DIMENSIONNEMENT DE LA FILIERE BOUE.
Dans ce qui suit, nous admettrons que la concentration des boues à extraire est approximativement
égale à la concentration des boues recirculées.
A titre indicatif, le tableau ci-dessous représente la concentration des boues à extraire pour un
temps de séjour de 90 mn dans le clarificateur en fonction de IM.
Sextr.(g/l)
Im (ml/g)
9
150
7.5
180
6.5
200
5.5
250
Dans ce qui suit, nous allons successivement étudier trois filières :
Epaississeur statique hersé + stockeur
Epaississeur dynamique + stockeur
83
4.5
300
page
84
Filtre bande
Nota : Le dimensionnement de la filière boue doit être établi sur la production de boues en
excès hebdomadaire, en prenant en compte les période de temps sec mais aussi celles de
temps de pluie, ramenées sur une semaine type (par exemple : 4 jours temps sec, 1 jour de
petite pluie, 1 jour de la pluie projet, 1 jour de vidange des bassins de stockage).
4.1) FILIERE - EPAISSISSEUR STATIQUE HERSE + STOCKEUR
Pour éviter des retours en tête chargés - en limitant le temps de séjour du surnageant, il y a lieu
d'implanter impérativement un épaississement (statique ou dynamique) avant tout stockage des
boues en silo. Dissociant ainsi la phase d'épaississement de la phase de stockage.
Tout épaississeur statique, quel que soit sa taille, doit être obligatoirement hersé.
Le débit d'extraction des boues est approximativement égal au débit d'alimentation de
l'épaississeur. On obtient alors la relation :
Volume de boue à extraire =
PB + PBpc
PB
=
sr
sr
Soit encore, en considérant que la production de 7 jours est extraite en 5 jours :
QExt =
l
PB 7
. .
sr 5 tfonc h / j
Cela suppose qu'on gère l'épaississeur de façon à le vider la veille du W.E.
Le fonctionnement d'un épaississeur est caractérisé par sa charge surfacique ch. ch est la quantité
de matières sèches reçues par m2 / jour. Elle peut varier de 25 à 35 kg MS/m2/J.
La valeur de l'indice de Mohlman permet de définir une concentration repère en sortie
d'épaississeur ainsi qu'une charge surfacique optimale.
Im = 100 ml/g
Im = 150 ml/g
Im = 200 ml/g
Im = 250 ml/g
->
->
->
->
ch = 30 kgMS/m2/j
ch = 27 kgMS/m2/j
ch = 25 kgMS/m2/j
ch = 20 kgMS/m2/j
Concep = 30 g/l
Concep = 27 g/l
Concep = 25 g/l
Concep = 20 g/l
surface épaississeur : PB .
7
1
.
5 ch
Les autres paramètres habituels utilisés pour le dimensionnement de l'épaississeur sont les
suivants :
hauteur = 3,5 m (hors cône)
hauteur boue = 1,5 m
hauteur d'eau claire = 2 m
84
page
85
Nour rappelons que :
diamètre = 2 ×
surface
π
La hauteur du cône de l'épaississeur sera définie par :
hauteur du cône = diamètre x 0,15
Volume du cône = surface x hauteur du cône x 1/3
La hauteur totale de l'épaississeur sera alors calculée suivant la relation :
hauteur épaississeur = (
vol épaississeur - vol cône
)
surface
4.1.1) Volume du stockeur des boues épaissies.
débit d'alimentation du stockeur
Qalim =
1
7
PB
.
.
5 conc ep tfonc
Avec :
Qalim : débit d'alimentation du stokage en m3/h.
PB : Production de boues en kg/j.
conc ep : Concentration en sortie d'épaississeur en g/l.
tfonct : Temps de fonctionnement de l'extraction de l'épaississeur vers le stokage en h/j.
Le volume du stokeur est pris de façon à avoir 180 jours d'autonomie :
Volume = PB * 180 / conc ep
La puissance brassage à prévoir dans le silo est fonction de la concentration des boues dans le silo
:
40 - 60 w/m3 de silo à 25 g/l
60 - 80 w/m3 de silo à 60 g/l (égoutté)
4.1.2) Retour en tête de l'épaississeur
Ces retours en tête sont exprimés en pourcentage de pollution exprimé par rapport au flux de
l'effluent brut (hors dysfonctionnement de l'installation dû à une mauvaise gestion de
l'épaississeur) :
DB05
MES
NTK
N-NH4
P
: 8-10 % de la DB05 EB
: 4 - 6 % des MES EB
: 10 % de NTK EB
: 0,8 [NTK]EB
:0
85
page
86
Le volume du surnageant est égal au volume des boues entrées diminué du volume des boues
épaissies.
vol / j =
PB
PB
par jour
sr
conc.ep
Avec :
PB : Production de boues en kg/j.
conc ep : Concentration en sortie d'épaississeur en g/l.
sr : concentration des boues dans la recirculation en g/l.
Cette relation permet de dimensionner la pompe de relèvement des retours toutes eaux par défaut (
rajouter filtrat + lavage filtre à bandes).
4.2) FILIERE - EPAISSISSEMENT DYNAMIQUE + STOCKEUR
Nous utiliserons un épaississement par table d'égouttage (à considérer comme un premier
niveau de déshydratation).
Avantage de ce dispositif :
concentration boues épaissies = 60 à 70 g/l (donc volume stockeur plus faible)
retour en tête : flux en pollution # 0 (car temps séjour des boues dans le circuit faible)
Les débit hydrauliques correspondant à l'alimentation de la table d'égouttage sont les suivants :
Qalim = 12 m3/h par mètre linéaire de table en amont d'un silo. (valeur maximale)
Q'alim = 15 m3/h par mètre linéaire de table en amont d'un filtre bande.
Qlavage = 5 m3/h par mètre linéaire de table
La charge massique est obtenue en multipliant ce débit par le concentration de recirculation.
Par exemple :
sr = 8 g/l ⇒ ch arge massique : 8 x 12 = 96 kgMS/h.ml
sr = 7 g/l ⇒ charge massique : 7 x 12 = 84 kgMS/h.ml
Le temps fonctionnement pour une table automatisée est compris entre 8 et 12 heures par jours, et
ce 5 jours par semaine.
La largeur de la table à utiliser est calculée comme suit :
largeur table =
7
24
PB
.
5 Qalim x sr tfct
86
page
87
Dans cette relation, Qalim représente comme précédemment le débit par mètre linéaire de table
soit 12 m3/h par mètre linéaire de table.
La largeur de bande minimale est de 0,50 m (donnée commerciale).
Pour les stations dont la capacité est inférieure à 2500 équivalents habitants, l'extraction des boues
se fera directement du puits à boue par la pompe d'alimentation de la table d'égouttage. Pour des
problèmes d'exploitation un petit ouvrage d'épaississement peut être envisagé en amont
(dimensionné pour un temps de séjour de 4 à 6 h).
4.2.1) Volume du stockeur des boues
Le volume du stokeur est pris de façon à avoir 180 jour d'autonomie :
Volume = PB * 180 / conc ep
La puissance brassage à prévoir dans le silo est fonction de la concentration des boues dans le silo
:
40 - 60 w/m3 de silo à 25 g/l
60 - 80 w/m3 de silo à 60 g/l (égoutté)
4.3) DESHYDRATATION PAR FILTRE BANDE
La largeur du filtre bande est estimée par la relation ci-dessous :
largeur du filtre bande =
7
PB
5 capacité en kgMS/ h / m
La capacité massique du filtre bande pour une boue activée avec une charge massique cm
inférieure à 0,1 kgDBO5/kgMVS est la suivante :
filière épaississeur + filtre bande : charge massique = 80 kgMS/h par ml de bande.
table d'égouttage + filtre bande : charge massique =110 à 120 kgMS:/h par ml de bande.
Le durée hebdomadaire de fonctionnement du filtre bande est calculée à l'aide de la relation :
durée hebdomadaire =
7 × PB
capacité × largeur
4.3.1) Retour en tête du filtre bande
Ces retours en tête sont exprimés en pourcentage de pollution exprimé par rapport au flux de
l'effluent brut (hors dysfonctionnement de l'installation) :
DB05 = 10 %
MES = 20 %
NTK = 5 %
87
P
=2%
La siccité en sortie du filtre bande est fonction de l'indice de Mohlman :
IM = 125 ml/g siccité = 18 %
Les volumes retournés en tête par le filtre bande sont calculés comme suit :
Volume en retour F.B. = volume filtrat + volume eaux lavage
Volume eaux lavage = 7 m3 x largeur filtre x h fonct
Volume filtrat = volume boues amont - volume boues déshydratées
4.3.2) Aire de stockage boues déshydratées
h = 1,50 m (hauteur moyenne de stockage)
Temps de séjour dans le stokeur = 180 j
Vol =
PB
x 180
siccité
surface de l' aire =
4.4) CHAULAGE DES BOUES
4.4.1) Réaction chimique
CaO + H2O Æ Ca(OH)2
56 g 18 g 74 g
Pour y kg de CaO, on obtient :
18 y = 0,321 y kg H2O
56
Pour y kg de CaO, on obtient :
74 y = 1,321 y de Ca(OH)2
56
88
vol boues stockée
1, 5 m
page
88
page
89
4.4.2) Siccité immédiate
Sf = siccité immédiate sortie malaxeur des boues chaulées
So = siccité initiale sortie machine de déshydratation avant chaulage
P = pureté de la chaux = 0,92 à 0,94 (soit 92% à 94% de CaO)
% de chaux sur MS (matières sèches) ;
%
( Sf − So)
CaO
= 100
MS
So[(1 + 0,321. P) − Sf ]
Nota : La siccité immédiate obtenue est due essentiellement à la liaison chimique de Ca(OH)2 .
La siccité augmente en fonction du temps de contact, comme une prise chimique au même titre que
le béton.
L’effet de la réaction exothermique est secondaire dans l’augmentation de la siccité (température
inférieure à 85°C environ), mais elle traduit le réactivité de la chaux, en quelque sorte sa qualité (% de CAO,
qualité de la cuisson…)
4.4.3) Siccité après contact de 30'
Sf 30' = Sf + 0,05 ×
CaO
MS
4.4.4) Siccité après contact de 24 h
Sf 24h = Sf + 0,15 ×
CaO
MS
4.4.5) Exemple de calcul
So = 18 % = 0,18 sortie Filtre Bande
Sf24h = 35 % = 0,35 après 24 h de contact
Pureté chaux = P = 0,92
% chaux = X = 52 %
4.4.5.1) Siccité immédiate avec 52 % CaO
Sf =
So[1 + X (1 + 0,321. P) ]
X = 0,52
P = 0,92
So = 0,18
1 + X . So
Æ Sf = 0,275 Æ soit 27,5 % de siccité
89
page
90
4.4.5.2) Siccité après 30' de temps de contact
Sf 30' = Sf + 0,05.
CaO
MS
Sf30’ = 0,275 + 0,05 x 0,52
Sf30’ = 0,30 Æ soit 30 % de siccité
4.4.5.3) Siccité après 24 h de temps de contact
Sf 24 h = Sf + 0,15 ×
CaO
MS
Sf24h = 0,275 + 0,15 x 0,52
Sf24h = 0,353 Æ soit 35 % de siccité
4.5) DESHYDRATATION PAR FILTRE PRESSE
4.5.1) Le filtre presse avec conditionnement minéral
Le conditionnement minéral se fera toujours avec un coagulant de sel métallique comme le
chlorure ferrique (FeCl3) ou le chlorosulfate de fer ou "clairtan" (FeClSO4) associé à de la
chaux éteinte (Ca (OH)2 ) - préparée sous forme de lait de chaux avec une concentrentation de
l'ordre de 80 à 100 g/l.
Le pourcentage de réactif (exprimé par rapport à la quantité de boues en MS ) sera dépendant
du type de boue considérée dans le filière étudiée.
Plus la boue sera difficile à filtrer plus il y aura lieu de rajouter des réactifs minéraux,
notamment de la chaux.
Par exemple une boue primaire se filtre mieux qu'une boue biologique stricte.
Les différentes types de boues que l'on peut rencontrer dans une process en cultures libres ;
- boues primaires (issues d'une décantation gravitaire avec ou sans de réactifs) - BP
- boues biologiques strictes après une décantation primaire - BBs
- boues biologiques sans décantation primaires - BB
- boues physico-chimique tertiaire (sur densaged) - Bϕt
90
page
91
4.5.1.1) Pourcentage de réactif à introduire
Pourcentage de réactifs à ajouter par rapport à la masse de boue exprimée en matière sèche
(MS) et en fonction du type de boue ;
BP :
Ca (OH)2 = 18 % des MS
FeCl3 = 3,5 % des MS
BB :
FeCl3 = 10 % des MS
Btertiaire :
FeCl3 = 3,4 % des MS
4.5.1.2 ) Masse de boues conditionnée
Le calcul de la masse de boue condionnée ( masse de boue à déshydrater augmentée du poid des
réactifs introduits) se fait une durée d'une semaine et correspondant à une durée de déshydratation
hebdomadaire.
❶ La masse de Ca (OH)2 = (MBP x coef Ca (OH)2) + (MBB x coef Ca (OH)2) + (Bouetertiaire x
coef Ca (OH)2 )
❷ La masse de FeCl3 = MB x coef FeCl3
❸ La masse de boues à déshydrater = masse de boue vierge + M ca(OH)2 x 0,85 + 0,66 x M
FeCl3
Masse MS1 = Masse CaOH x 0,85 + Masse FeCl3 x 0,66 + Masse hebdo.Boue
(kg/sem
(kg/sem)
(kg/sem)
(kg/sem)
4.5.1.3) Concentration de la boues conditionnées
[MS1] = Masse de boues à déshydrater
Concentration = [Con1] = [MS1] / volume des boues à déshydrater hebdomadaire
Conc.MS1 = Masse MS1 / Vol. hebdo.Boues
(g/l)
(kg/sem)
(m3/sem)
91
page
92
concentration de la boue" vierge" = suivant sont traitement en amont
concentration du lait de chaux = 80 à 100 g/l prendre 100 g/l
concentration de FeCl3 = 560 à 586 g/l
Volume MS1 = vol boues épaissies x 7 + Masse totale Chaux / 100g/l + Masse totale FeCl3/ 586 g/l
Volume retours en tête = Volume MS1 - Volume gateau
4.5.1.4) Epaisseur de gâteau
e = épaisseur gâteau
Epaisseur gâteau (e) = 35 mm si il y des B.PRIMAIRES sinon e = 30 mm
Boues biologiques seules ⇒ e = 30mm
Boues biologiques + Boues tertiaires ⇒ e = 30mm
Concentration de référence des boues conditionnées = 45 g/l
4.5.1.5) Siccité de la boue pressée
La siccité de la boue pressée sera fonction du type de boue ou de la proportion des différentes types
de boues présentes dans le mélange
Suivant le ratio BP/BB , nous obtenons un coefficient de siccité
Ratio BP/BB = Product BP / Product BB
(kg/j)
(kg/j)
Ratio
BP/BB
Coeff.siccité
0,43
0,88
0,67
1,5
0,92
1
Siccité des boues déshydratée = 35 x coeff. siccité
(%)
4.5.1.6) Temps de pressée
Temps de pressée (minutes) = 30 + (150 x (e/35)2 x 45/ [Con1]
temps de pressée = temps de remplissage et débatissage
92
2,33
1,08
1,12
page
93
Temps de débatissage = 30 minutes
4.5.1.7) Volume du filtre presse
❶ Nombre de pressées/j = nbre d'heures journalierde travail / (temps pressée /60)
❷ Nombre de pressées / sem = Nb de pressées / j x jour d'exploitation
❸ Masse gateau / par pressée = MS1 / (Nbre pressées hebdo x siccité/100)
❹ Volume gateau / par pressée = masse gateau / densité
•
Volume filtre = Masse Gateau par presse / densité
(l)
(kg)
(kg/l)
•
Masse de Boue pressée = Masse MS1 / (Siccité Boue x 10)
Siccité
densité des boues
filtrées
30
1,15
35
1,17
40
1,21
4.5.1.8) Surface du filtre
Surface filtre = Volume filtre x 2 / épaisseur ( il y a 2 faces de filtration)
4.5.1.9) Volume des boues pressées
•
Vol de Boue pressée = Masse MS1 / (densité)
4.5.1.10) Volume occupée par la boue pressée dans une benne
Nota = Dans une benne,les boues pressées de filtre presse accuse un pourcentage de vide
important (foisonnement ) de l'ordre de 30 % , (cas sans destructuration du gâteau) et 10 à
15% ( cas de la présence de double vis en-dessous du filtrepresse) qu'il y a lieu de tenir compte
dans l'estimation des volumes évacuer en prenant une densité totale de boue de l'ordre de d =
0,8.
si densité = 1.17
pourcentage de vide = 30% soit % d'occupation = 70%
densité réelle = 1.17 x 0,70 = 0,82
93
page
4.5.2) Le filtre presse avec conditionnement polymère
4.5.1.2) Boue activées très faible charge
1,5 à 4 % FeCl3 pur / t MS⇒ 4%
8 à 14 l polymère / t MS ⇒ 12l/t MS
- Cuve FeCl3 + boue ⇒ Tc = 10'
- Ajout du polymère en ligne dans la conduite en amont de la pompe
ou en amont de la pompe à membrane avec
variation de fréquence
Siccité = 28 % ± 2 (cas général)
Siccité = 30 % ± 3 (cas particulier de boues très struturées)
- Temps de pressée 2h30 à 3h ( dont débatissage 30 mn mini à 45 mn)
- 2 pressées en moyenne/jour
- 3 pressées en lançant une pressée le soir et débatissage le matin
-Temps de cycle de remplissage = 120 minutes
- Temps de debatissage
= 6 à 7 secondes par plateaux x 82
Cuve aval GDD = volume minimum ≥ 1 volume d’une pressée
Cuve de maturation = Tc = 15 minutes minimum
- Nbre de lavages haute pression des toiles par semaine = 1 pour polymère
conditionnement avec Ca(OH)2, lé fréquence peut plus espacée
- Duree du lavage: 40/100 secondes par plateaux (selon le taux d'usure des toiles)
40 x 82 = 3280/60 = 55 minutes
100 x 82 = 8200/60 = 137 minutes
Essais Mirecourt (effluent abattoir+domestique)
Densité = 1 à 1,1 (d=1,1 mesurée à Kerbach)
polymère = 10 kg / t MS (boue d’épaississeur)
FeCL3 pur = 1,5 %
94
94
page
Concentration en boues épaissies = 20 g/l
temps de pressée = 2h à 2h30
temps de débatissage = 30mn à 1h
épaisseur gateau = 25 mn maxi
Siccité = 29 à 31 % (boues particulières présence de poils issus de l’abattoir
donnant une bonne filtrabilité à la boue)
4.5.2.2) Passage FeCl3 à FeCl S0 4
FeCl3 = 162,5 g (poid molaire)
% Fe = 56 = 0,345 ou 34,5 %
162,5
15 % FeCl3 pur /MS soit 5,17 % Fe/MS
Atochem
d = 1,45
FeCl3 = 560 g/l et Fe3+ = 193 g/l
Thann - Mulhouse - Clairtan
à 180 g/l de Fe3+ et d = 1,48
4.5.2.3) Exemple à 15 % FeCl3 pur ou 5,17 % Fe
Clairtan Thann
1000 kg MS x 5,17
x 1,48 = 425 kg Clairtan commercial
0,180 x 100
Clairtan Kemro
Fe = 185 - 195 g/l ≅ 190 g/l
d = 1,52
1000 kg MS x 5,17
x 1,52 = 414 kg Clairtan commercial
100 x 0,190
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95
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FeCl3 Atochem
1000 kg MS x 5,17 x 1,45 = 388 kg FeCl3 commercial
0,193 x 100
Rapport produit commercial Clairtan ≅ 1,07 à 1,1
FeCl3
4.5.3) Le filtre presse à membrane avec conditionnement polymère
- siccité = 33% avec 7% de FeCL3 ( injecté dans la cuve des boues GDD) + 4 à 6kg / T MS
(émulsion) à 1g/l injecté en aval de la pompe HP ( rotor excentré - 8bars dimensionnée pour 9 bars
avec variation de fréquence)
- gâteau de 25mm ( 30mm envisagé par Diemme)
- temps de cycle :
Remplissage = 45mm
Sqeezing membrane ( à l’air) 30mm
Débatissage = 15mm
Total = 90mm soit 6 pressées / jour possible (prendre par sécurité 105 à 110mm)
densité = 1,08 à 1,1
siccité de dimensionnement = 30% à 33% ( garantie du fournisseur)
4.5.4) CARACTERISTIQUES TECHNIQUES DU CONDITIONNEMENT
4.5.4.1) Debit de la pompe H.P
Type ABEL = H.P à membrane ( 15 bars)
exclure la PCM qui lamine la boue et détruit le floc ( réduit le rendement du Filtre presse)
débit pompe HP = Volume filtre x coef boues
Coef = 10 si il y a des boues primaires
Coef = 6 si pas de boues primaires
Formule plus précise :
débit pompe HP = Volume filtre x coef de pompage x siccitéfinale / (temps de préssée x
concentration boues conditionnéees)
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avec :
coef de pompage : 2 à 2,5
temps de préssée : temps de préssée total hors débatissage
- Temps de remplissage du filtre = 6 - 10’
- Temps de montée en pression = 30’
- Temps de pression ( 15 bars ) = au bout de 1h10 - 1h15’
Prévoir un laveur HP automatique ( 100 bars mini)
Eau potable obligatoire
Lavage du filtre = toutes les 40 - 50 pressées
4.5.4.2) Chaine de conditionnement
4.5.4.2.1) Cuve de Fecl3
Temps de contact = 10’ en moyenne ( 5’ mini et 15’ maxi)
agitateur lent
Volume cuve FeCl3 = Volume boues hebdo x 10’/60’ / nb heure fct semaine
Débit de la pompe FeCl3 = Qt de Fe Cl3 x 2 / ( concentration x nb fct sem)
le facteur 2 est une facteur de sécurité
4.5.4.2.2) Cuve avec la Chaux (CaOH2)
Temps de contact = 17 ‘ en moyenne ( 10’ mini et 25’ maxi)
agitateur lent
Volume cuve Ca(OH)2 = Volume boues hebdo x 20’/60’ / nb heure fct semaine
Débit d’injection = Qt de chaux sem x 2 / ( 100g/l x fct sem)
2 = coef de sécurité
100 g/l concentration du lait de chaux
Débit de la pompe de recirculation = 10 x le débit d’injection du lait de chaux
(en fonctionnement canard marseillais)
Qt de chaux injectée = Débit d’injection x 100 g/l / 1000
4.5.4.2.3) Cuve de stockage
Volume = 1 pressée
agitateur lent
Volume cuve stockage = Volume boues hebdo / nb de pressées semaine
Puissance de brassage = 250 w/m3
aller jusqu’à 400 w/m3 avec des boues de GDE ( à vérifier!)
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Prévoir des agitateur multi-étage = 1 étage tout les mêtres
la surface de révolution du module de brassage = surface cuve /2
Agitateurs lents = 50 à 60 tr /mn
Eviter les hélices
Prendre des plats inciné à 45°
La bâche de stockage ne fonctionner qu’ en discontinue pour homogénïser les boues
La bâche de stockage sert de volume tampon
4.5.4.2.4) Préparation du lait de chaux
prévoir un trémis intermédiaire après la trémie sous le silo à chaux
bac avec poires haute et basse
Dosage = piquage sur pente supérieure de la canalisation
Injection = par piquage ( électrovanne) sur le circuit de recirculation
En amont du piquage prévoir un lyre pour maintenir une charge sur l’injection
recirculation avec boucle continue
vitesse dans la canalisation en bouce = 1,5 m/s
Pompe à liquide chargé centrifuge =
débit de la pompe = 10 x le débit d’injection du lait de chaux
canalisation en caoutchouc toilé
4.5.4.3) - Détermination des doses à mettre en oeuvre
Cette détermination se fait, en laboratoire, par mesure de la résistance spécifique à la filtration à
0,5 bars de dépression : ; 0,5
Méthode de mesure
Cette détermination permet de fixer les dosages optimaux de réactifs sur filtre presse, mais
il faut tenir compte du facteur de compressibilité.
La figure 1 décrit l'appareillage nécessaire au test.
Remplir le buchner de boue à filtrer préalablement conditionnée.
Etablir un vide de 0,5 b rapidement et veille à ce que cette valeur reste constante tout au
long de l'essai.
Dès que le vide est atteint, mettre en route le chronomètre et noter le volume de filtrat déjà
recueilli soit Vo (en général 20 ml) correspondant au temps to, qui sera à soustraire des
volumes répérés untérieurement. Noter les temps pour différents volumes de filtrats
recueillis : par exemple pour 30, 40, 50, 60 ml etc...
L'essai est conduit jusqu'à essorage du gâteau (perte de vide due au craquellement du
gâteau).
Les volumes Vo - V1 - V2 --- correspant aux temps to - t1 - t2 --- sont relevés.
98
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Parter sur un graphique les points ayant pour abscisse Vx et pour adonnée.
tx
Vx - V o
Ces points sont en principe alignés (sauf en début de filtration et pendant l'essorage). La
pente de la partie linéaire de la courbe obtenue est égale au coefficient a exprimé en
sec
( cm) 2
Expression de la résistance spécifique à la filtration :
2 x a x P x 52
r0, 5 =
où
rxc
P est la pression appliquée exprimée en baryes (1 g/cm2 = 981 baryes) soit pour 0,5 b, 500
x 103 baryes.
S la surface de filtration en cm2. Par convention, on utilise un buchner démontable
(schéma 2) d'un diamètre utile de 6,5 cm. On a ainsi 52 = 1,1 x 103 cm4
µ viscosité du fitrat en poises (à 20°C µ = 1,1 x 10-2 poises)
C concentration en matières sèches des boues conditionnées exprimée en g/cm3.
Calcul simplifié :
Si on exprime la pente de la droite a en 10-4 et C en g/l, la résistance spécifique devient:
r 0, 5 =
a
a
x 1010 cm / g =
x 1011 m / Kg
c
c
Test de filtrabilité sous pression
La résistance spécifique à la filtration peut être mesurée en cellule de pression. Cette même
cellule peut être utilisée pour déterminer, par étude de la variation de la résistance
spécifique en fonction de la pression, le coefficient de compressibilité d'une boue et pour
déterminer sa siccité limite.
Le principe de la méthode est le même que celui décrit pour la r 0,5 (voire plus haut).
L'appareil utilisée est celui du schéma 3.
On humidifie la papier filtre et on assure une légère surpression pour assurer l'étanchéité
du fond de la cellule et éliminer l'excès d'eau retenu par le filtre.
On ajuste l'éprouvette graduée sous l'entonnoir de la cellule.
99
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On verse l'échantillon (100 à 150 ml) de boues conditionnées dans la cellule et on ferme
celle-ci.
On applique la pression choisie (0,5 à 15 bars) et on procède de la même manière que pour
la mesure sous dépression.
Remarque :
pour des pressions inférieures à 2 bars, l'utilisation du piston est déconseillée.
100
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Détermination du coefficient de compressibilité
Mesurer la résistance spécifique à différentes pressions (par exemple 0,5 b, 1,5 b, 4,5 b et 13,5 b)
et tracer la courbe log2 = f (log P) s'assurer de sa linéarité et mesurer sa pente qui est égale au
coefficient de copressibilité.
s=
log 12 - log21
log P2 - log P
1
s'est un nombre sans dimension.
Conditionnement à mettre en oeuvre
Pour un filtre presse à plateaux chambrés, les taux de conditionnement doivent être
suffisants pour atteindre une résistance spécifique à la filtration de 5 à 15 x 1010 cm/g.
Remarque :
l'ajout de réactifs augmente la quantité de boues à traiter dans les proportions suivantes:
FeCl3
: (exprimée en pur) injectée
Ca(OH)2
: 90 % du poids introduit
Il faut donc en tenir compte dans le calcul de la quantité de boues à déshydrater.
MISE EN OEUVRE DU CONDITIONNEMENT
Un bon mélange des réactifs avec les boues doit être recherché. Ce mélange se fait dans des bacs
agités. Le sel de fer doit toujours être injecté en premier. La chaux sera diluée sous forme de lait
de chaux à 50 - 100 g/l.
Les temps de contact sont de l'ordre de 5 à 10 mn et l'énergie d'agitation de 150 à 300 W/m3.
Un temps de murissement du floc est généralement profitable. Par contre une agitation ou un
temps de stockage trop long peuvent, dans certains cas, détériorer la filtrabilité des boues
conditionnées.
Le transfert de la boue floculée ne doit pas provoquer la destruction du floc : les pompes
centrifuges sont donc prohibées.
L'atelier de conditionnement peut être entièrement automatisé.
CONDITIONNEMENT AUX POLYELECTROLYTES
C'est le type de conditionnement adapté à la deshydratation sur filtres à bandes presseuses,
épaississement par drainage (GDE), centrifugation et, sous certaines réserves, sur filtres presses.
Les polyélectrolytes ont pour effet
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une floculation très marquée par formation de ponts entre particules, grace aux longues chaines
ramifiées. Cette floculation est renfacée par une action coagulante dans le cas des polymères
cationiques.
une fate diminution de la résistance spécifique de la boue floculée avec par contre augmentation
de l'hydrophilie particulaire et du coefficient de compressibilité.
Choix du polymere
Un grand nombre de polyélectrolytes sont à disposition. Il faudra donc effectuer des tests simples
de floculation pour déterminer le produit le mieux adapté à la boue à traiter.
Pour cela, on utilisera le test ci après :
Le matériel utilisé est le même que celui utilisé pour la mesure de la résistance spécifique à la
filtration (voire plus haut schéma n°1).
Les polymères à tester sont mis en solution à 1 ou 2 g/l.
Pour chaque produit à tester, on prépare dans un becher de 500 ml un échantillon de boue de 200
ml.
On lui additionne la solution depolymère à tester (de préférence avec une seringue) en agitant,
jusqu'à apparition d'un floc bien formé et d'une eau intersticielle claire. On note le volume de
solution de polymère utilisée.
La boue ainsi floculée est déposée sur le buchner dans lequel on aura déposé préalablement 2
papiers filtres superposés.
On établit le vide et on décleche le chronomètre lorsqu'on a obtenu 20 ml de filtrat. On arrête le
chronomètre lorsqu'on atteint 120 ml de filtrat. On note
Volume de retour en tête
•
Vol.Boue Sec = Masse MS1 / (Siccité Boue x 10)
(m3/sem)
(kg/sem)
(%)
•
Vol. filtrat.= Vol. hebdo Boue - Vol.Boue Sec
(m3/sem)
(m3/sem)
(m3/sem)
•
Vol. retour Sec = Vol. filtrat
(m3/sem)
(m3/sem)
102
page 103
V. BIBLIOGRAPHIE
CORNICE Robert. ‘’Conditionnement et traitement des boues des stations d’épuration des eaux
résiduaires urbaines et des usines de production d’eau potable.’’ Institut National Agronomique de Paris,
cycle ‘’Valorisation agricole des déchets des usines de traitement des eaux’’, 13-17 avril 1992.
FAYOUX Christian.‘’LOGICIEL DIMSTEP eaux & boues’’ (Document interne CIRSEE), 1992.
SADOWSKI Antoine. ‘’Dimensionnement d’une filière de traitement par boues activées’’
CIRSEE,1992
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methode de calcul d`une filiere de traitement

Transcription

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