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MMAASSTTEERREE EENN MMIISSEEAA

EXEMPLE DE CALCUL D'UNE FILIERE DE TRAITEMENT BIOLOGIQUE

DE TYPE BOUE ACTIVEE AVEC

NITRIFICATION / DENITRIFICATION &

DEPHOSPHATATION PHYSICO-CHIMIQUE

Antoine-Georges SADOWSKI Responsable du Laboratoire « Systèmes Hydrauliques Urbains »

19.11.2006

CALCUL_06 Exemple de calcul d'une filière de traitement C/N/P Antoine-Georges SADOWSKI

ENGEES- 19.11.2006

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SOMMAIRE 1) GENERALITES.............................................................................................5

1.1) Approche générale............................................................................................5 1.2) Caractéristiques de l’effluent ...........................................................................5 1.3) Synthèse des régimes hydrauliques ...............................................................6

2) DIMENSIONNEMENT DU PRETRAITEMENT .............................................7 2.0) Dimensionnement de la bâche de relevage....................................................7 2.1) Dimensionnement du dégrilleur ......................................................................8 2.2) Dimensionnement du dégraisseur - dessableur ..........................................12 2.3) Traitement biologique des graisses..............................................................13

3) DIMENSIONNEMENT DU LA FILIERE EAU..............................................15 3.1) Données de pollution et analyse critique de l'effluent ................................15 3.2) Reflexion sur le niveau de rejet .....................................................................17 3.3) Choix d’un procédé de traitement biologique..............................................18

3.3.1) Criteres pour le choix d'une filiere de traitement...................................... 18 3.4) Calcul de la production de boues en excès.................................................24

3.4.1) Production de boues biologiques........................................................................ 24 3.4.2) Production de boues physico-chimiques ........................................................... 25

3.5) Dimensionnement du clarificateur ................................................................28 3.5.1) Hypothèses sur l'indice de Mohlmann - IM ......................................................... 29 3.5.2) 1er calcul - la méthode allemande......................................................................... 33 3.5.3) 2ème Calcul – méthode des 2 zones...................................................................... 36

3.6) Dimensionnement de la zone de biosorption...............................................38 3.7) Dimensionnement du réacteur biologique ...................................................39 3.8) Besoins en oxygène........................................................................................43

3.8.1) Les besoins en pointe horaire en oyxgène......................................................... 44 3.8.2) Choix du système d’aréation : insufflation fines bulles .................................... 44 3.8.3) Débit d'air du surpresseur aux conditions normales : ...................................... 45 3.8.4) Débit d'air du surpresseur aux conditions de fonctionnement ........................ 45 3.8.5) Puissance absorbée aux bornes du surpresseurs : .......................................... 47 3.8.6) Débit de ventilation du local de surpression :.................................................... 47

3.9) Evaluation des concentrations de l’effluent traité .......................................48 3.9.1) Evalutation de la concentration de la DBO5 en sortie....................................... 48 3.9.2) Evalutation de la concentration des MES en sortie ........................................... 48 3.9.3) Evalutation de la concentration de la DCO en sortie........................................ 48

4) DIMENSIONNEMENT DU LA FILIERE BOUE...........................................48 4.1) Dimensionnement de l’épaississement dynamique ....................................49 4.2) Dimensionnement du filtre presse ................................................................49 4.3) Dimensionnement de l’aire de stockage.......................................................50

ANNEXES .................................................................................................51


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ANNEXE 1- DIMENSIONNEMENT DES EQUIPEMENTS D'INSUFFLATION D'AIR...............................................................................................................53

I) Généralités................................................................................................53

1) détermination des besoins globaux en oxygène ...........................53

2) Détermination du coefficient de transfert global (C.G.T) .............53 2.1) coefficient Tp ou α .................................................................................................... 53 2.2) coefficient Td ou β .................................................................................................... 53 2.3) coefficient Tt ou γ...................................................................................................... 54

3) Capacité d'oxygénation en conditions standard (rappel) ............54 3.1) apport horaire rapporté au bassin entier ............................................................... 55 3.2) apport spécifique brut.............................................................................................. 55 3.3) le rendement d'oxygénation ................................................................................... 55

II) Calcul du débit d'air (Insufflation d'air) .............................................56

III) Rendement des différents dispositif d'insufflation .......................56

3.1) Fines bulles ................................................................................................56 3.1.1) Membrane - tube .................................................................................................... 57 3.1.2) Membrane - disque ................................................................................................ 57 3.1.3) Membrane - plateau ............................................................................................... 57

3.2) Moyennes bulles.......................................................................................58 Vibrair ................................................................................................................................ 58 Dipair ................................................................................................................................. 58 Oxazur ( DR2) ................................................................................................................... 58

3.3) Masse volumique de l'air sec ( ρ).......................................................58 Variation de la masse volumique de l'air....................................................................... 59

3.4) La puissance consommée du surpresseur....................................60

3.5) La puissance absorbée du surpresseur..........................................60

IV) Calcul des pertes de charge linéaires par frottement ..................60 Masse volumique de l'air ; .............................................................................................. 61 Nombre de Reynolds ( détermination de λ)................................................................... 61 Vitesse réelle d'écoulement ............................................................................................ 61 Viscosité cinématique ..................................................................................................... 61 Viscosité dynamique ....................................................................................................... 61

V) Calcul des pertes de charge singulières par frottement...............62

5.1) Fourchette de vitesse en nominal (Nm3 / h) ..................................62

5.2) Calcul de la vitesse réelle .....................................................................62

5.3) Pression de refoulement .......................................................................63

VI) Différents type d'appareil de surpression.......................................63

6.1) Surpresseur Roots (volumétrique)....................................................63

6.2) Surpresseur centrifuge ..........................................................................63 Problème d'accrochage des soufflantes :..................................................................... 64 Problème de "pompage" : .............................................................................................. 64 Consultation : ................................................................................................................... 64

6.3) Compresseur à vis...................................................................................64


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VII) Caractéristiques de l'amenée d'air dans le salle des surpresseurs type roots............................................................................65

VIII) Calcul des ROOTS..............................................................................65

ANNEXE 2 - Dimensionnement du traitement physico-chimique du phosphore......................................................................................................67

1. - TAC CONSOMME ............................................................................................67 2 - TAUX D'INJECTION DU FER.........................................................................67 3 - REACTIFS USUELS UTILISES..........................................................................68

FeCL3............................................................................................................................. 68 CLAIRTAN ..................................................................................................................... 68 SULFATE FERREUX..................................................................................................... 69 SULFATE FERRIQUE ................................................................................................... 69

4. - PRODUCTION DE BOUES PHYSICO-CHIMIQUES.........................................69 5 - QUANTITE DE REACTIF A INJECTER .............................................................70

ANNEXE 3 - BILAN TAC AVEC LE TRAITEMENT DE L'AZOTE ET DU PHOSPHORE .................................................................................................71

1) Rappel des unités employées...........................................................................71 2) CONSOMMATION ET RESTITUTION D'ALCALINITE.......................................71

2.1) Nitrification ................................................................................................................ 71 2.2) Dénitrification............................................................................................................ 71 2.3) Déphosphatation physico-chimique....................................................................... 72

3) STABILITE DU PH DANS LE REACTEUR ET SUR L'EAU TRAITEE...............72 4) BILAN TAC ENTREE/SORTIE SUR UNE STATION DE TRAITEMENT ...........72

4.1) Traitement de l'azote seul ........................................................................................ 72 4.2) Traitement de l'azote et du phosphore................................................................... 72


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1) GENERALITES

1.1) Approche générale Hydraulique : Les ouvrages qui sont dépendants de l’hydraulique dans leur dimensionnement

- directement :relevage prétraitement clarificateur - indirectement :dilution de l'effluent (eaux parasites) volume du réacteur ⇒ niveau de rejet. en séparatif : NTK entrée : 80 - 100 mg/l NGL sortie : ≤ 10 mg/l en unitaire : NTK entrée : environ 55 mg/l Le niveau de rejet impose des conditions sur le rendement et la concentration qui sont parfois difficiles à concilier (surtout quand on a un taux de dilution avec l’'eau claire parasite important de l'ordre de 300 à 600 %).

- NotaN°1 : il n’y a pas de normes de rejet mais des niveaux de rejet - Nota N°2 : les niveaux de rejet sont exprimés – par la réglementation

française en concentration ou en rendement (pour les installations soumises à autorisation) mais dans certains cas … !!.

1.2) Caractéristiques de l’effluent Données hydrauliques :

- Débit d’eaux usées : 1650 m3/j (pour le temps sec) - Débit d’eaux claires (parasites) : 1000 m3/j (pour le temps sec) - Débit du rejet vinicole : 390 m3/j (pour le temps sec) Q maxi pluie sur le biologique = 280 m3/h (débit transitant dans le réacteur). ⇒ donc le débit total journalier de TS : QJTS = 3040 m3/j. Données de pollution : DBO5 = 890 kg/j DCO = 1655 kg/j MES = 1068 kg/j


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MVS = ? NTK = 165 kg/j N-NH4 = ? Ptotal : 44 kg/

1.3) Synthèse des régimes hydrauliques Domestique :

nocturne : 22h - 6h (8h) diurne : 8h et 22h (10h)

pointe : 3 x 2h = (6 - 8h / 11h - 13h / 19h - 21h) pour les gens proches effluent vinicole : durée = 8h sans pointe 10h avec pointe Q diurne : 3040 = 130 m3/h (127) 24 Q diurne ≅ Q mts (si domestique seul). QT = Q domestique + Q eaux claires parasites + Q eaux industrielles activité humaine continue 3 régimes hydrauliques différents Régime de pointe : Q de pointe : coefficient de pointe x Qm EU QECP pointe : QECP 24 QEI pointe : Cpte EI x Qm EI Qm EU = 1650 ≅ Q diurne EU = 19 l/s = 69 m3/h 24 Cp = 1,5 + (2,5)/ (Qmts l/s)^0,5 valable pour une fourchette [3000 - 30 000 eq.hab] si nombre < 3000 eq.hab on sous estime le coefficient de pointe et si capacité supérieure à 30.000 eq.hab on le surestime. Cp = 2,07 (≅ 2,1)


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Qpte EU = 145 m3/h

( ) hmxxQEUnocturneQ /3118

691014561650=

+−=→

hmtotalnocturneQ

hmtotalepoQ

mhmtotaldiurneQ

/353

/32368

39024

1000145int

312724

39024

1000/369

=

=++=

=++=

2) DIMENSIONNEMENT DU PRETRAITEMENT

2.0) Dimensionnement de la bâche de relevage Volume utile de la bâche :

4.f.nQVu =

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 Volume total 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)


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Puissance absorbée aux bornes moteur

Pborne = HMT . 9,81 .Q m / s3

pompeη ηx moteur

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

2.1) Dimensionnement du dégrilleur La vitesse dans le canal d'arrivée doit être comprise entre 0,3 et 0,6 m/s. Pour le dimensionnement on prendra une vitesse de 0,6 m/s sur Qpts et 1,2 m/s sur Qmaxi La vitesse maximale admissible au travers du dégrillage en amont immédiat du dégrilleur sera prise égale à 1,2 m / s sur le Qpts (réseau séparatif) ou le Qmax (réseau unitaire). Ce maximum est fixé par rapport aux conditions hydraulique d'arrivée de l'effluent sur la grille. On effectue alors le calcul suivant :

existe) il quandh Qmax / (ou V.O.C

/s)Qp(mS3

=

avec :

S = surface mini de la grille en m² V = vitesse de l'influent à travers la grille (par approximation on prend celle 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


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O = espace libre entre barreauxespace libre + épaisseur barreaux

L'espacement libre entre les bareaux est compris entre 10 à 15 mm. On prendra 15 mm. L'epaisseur des barreaux sera prise égale à 10 mm. Avec ces valeurs conseillées on obtiendra :

O = 1510 + 15

= 0,60 (nb sans unité)

et

S = Qp (m s0,6 m / s . 0,6 . 0,5

= Qp (m s en m3 3/ ) / )

,0 180

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 = = Lot

sinα

Dans le cas du dégrilleur courbe : 0,44 =sin donc 29,5 = αα ° On obtien alors :

Lo = t0,44

Dégrilleur : on cherche une largeur de grille sur Q max. CCTP ⇒ écartement entre barreaux : 15 mm. Hypothèses hydrauliques : Vmaxi = 1,2 m/s pour ne pas réduire l’efficacité du dégrilleur Vmini = 0,3 m/s pour éviter un dépôt de sable dans le caniveau


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Tirant d'eau ≅ t = 0,15 m Largeur de caniveau = lc = 0,5 m

l

Caniveau grille Q = S.V Formule de Manning-Strickler : Q = K . Rh

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)

Rh = rayon hydraulique = SP

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 = h S = l x h P = l + 2h RH = Sm/Pm avec Sm = surface mouillée = T x lc et Pm = périmètre mouillé = 2t x lc

RH xx

=+

=0 15 0 5

0 50 2 0 150 0938, ,

, ,,

i = 1 % K = 70 V = 1,44 m/s Q = 390 m3/h si t = 0,12 m V =1,31 m/s Q = 283 m3/h


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Donc pour la caniveau : t maxi = 12 cm Q = 285 m3/h lc = 0,5 m L mouillée : Qm sVQC x x x

m3 2803600 1 31 0 6 0 5

0 2/, , ,

, ²= =

O =+

=15

10 150 6,

C = 0,50 longueur mouillée = t = 0,27 m 0,44

lo Lt

L eur commerciale SLo

m hx x

xarg/

, ,, ,

,> = =

160 33600 0 18 0 12

0 44 0 20 27

0,8 m > 0,73 m

1,2 à 1,6 m /s

140 m 3/h = 1,03 m /s

140 m3/h V = 1,03 m lc = 0,5 m h = 7,5 m i = 1 % K = 70


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Arrivée d’un conduite de relevage dans le canal d’arrivée avant le dégrilleur fin.

2.2) Dimensionnement du dégraisseur - dessableur Dégraisseur - dessableur (surface / volume) : * sables - vitesse - seuil de coupure - Ø > 200 µ à 90 % V pointe ≅ 50 m/h S = 240 m3/h = 5 m² Ø 2,5 m 50 m/h pour les graisses : * SmTS = 127 = 13 m² Vol mTS = 42 m3 (V = Q x TS) 10m/h * Spts = 240 = 16 m² Vol pts = 60 m3

15m/h * S maxi = 280 = 10 m² Vol = 46 m3 30 Graisse - temps de séjour : Q mTS = 10 m/h ts = 20' (combiné aux sables) Q pts = 15 m/h ts = 15' (combiné aux sables) Q max = 30 m/h ts = 5' (combiné aux sables) Nota : Ne pas descendre en-dessous de 4 m3/m2.h sur le débit nocturne (risque certain de transformer l’ouvrage en décanteur primaire) Surface choisie # 10 m² volume : 55 m3 (compromis)


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Aeroflot : S

graisses V

Sortie graisse air soufflé

sable extraction

On récupère 80 à 90 % des graisses flottantes, mais que 15% à 20% des graisses totales.

Eviter la SHvariation decharge

Lame déversante a 3 fonctions : - elle isole les 2 ouvrages (dessableur / réacteur), pas d’influence aval

- évite la vidange totale qu'il pourrait y avoir lors de la vidange du dessableur-dégraisseur

- Limite la variation du plan d’eau et permet à la raclette de racler et évite le débordement

On enlève les graisses flottantes par une goulotte latérale et une raclette tournante. L'eau qui passe au-dessus de la lame déversante va dans le réacteur. Q maxi = 280 m3/h = (pluie + QECP + QEI + QEU) Longueur de la lame déversante obtenue par une loi de déversoir frontal de type :

Ldev = 0,564 . Q

h3/2

H : pelle sur la lame = 0,10 m maxi Soit Ldéversoir = 2,50 m

2.3) Traitement biologique des graisses Si apport de graisses de l'extérieur : Nécessité d'installer une fosse de dépotage brassée et désodorisée pour répartir l'apport en graisse dans le réacteur de traitement biologique des graisses.


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1

4

5

6

Aération

Traitement biologique

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Graisses d'alimentation

1. Fosse de dépotage des graisses extérieures (mélangées aux graisses internes)

2. Système intensif de brassage de la fosse de dépotage 3. Pompe d'alimentation du réacteur en graisse (pompe volumétrique de

préférence) 4. Dispositif d'apport en oxygène (moyennes bulles) associé ou pas à

brassage 5. Apport en eau industriel pour la gestion de l’extraction des boues en

excès 6. Pompe d'extraction des boues en excès (vers le traitement des boues ou

le réacteur biologique de la station) Les rendements moyens obtenus sur les dessableurs/dégraisseurs Testés (FNDAE N°24) sont :

DCO Lipides MES MVS Rendement d’élimination 6 à 10% 15 à20 % 15 à 20% 35%

Part récupérer par flottation

20 à 50 % de la DCO

piègée

20 à 50 % des lipides

piègées

2 à 5 % de la DCO entrée

4 à 10 % des lipides entrée

Approche dimensionnelle:

- fosse de dépotage en fonction du nombre de camions par semaine ( puissance spécifique de brassage : 40w/m3) - charge volumique moyenne d'alimentation = 2,5 kg DCO.m-3.j-1 - 1kg de graisse (exprimé en MEH ou SEC) = 2,8 kg de DCO - % DCO graisse dans un effluent urbain = 33% à 35% - rendement des dégraisseurs environ = 10 à 15%


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- concentrations en MEH de 65 g/l en moyenne et en DCO de 180 g/l (de 35 à 300 g/l en MEH pour les apports extérieurs soit de l’ordre de 500 g/l en DCO : vidangeurs,...) - concentration en MES dans le réacteur = 15 à 20g/l maxi - % MVS dans le réacteur = 76 à 78 % - apport en oxygène = 0,7 kg d'O2/kg DCO admise dans le réacteur - production de boues = 0,3 kg de MS / DCO entrante - rendement sur les graisses = 80% à 85 % - rendement sur la DCO AD2h = 95% à 99% et 60% sur la DCO totale - revanche dans le réacteur = 1m - rendement des diffuseurs moyennes bulles = 3 à 3,5% par mètre de colonne d'eau (fonction de la densité des diffuseurs) - CGT pour moyennes bulles dans le milieu = 0,5 - perte de charge globale en aval = 50 mbars - débit unitaire = 7 Nm3/h par diffuseur moyenne bulle

- brassage = 10 w/m3 minimum 3) DIMENSIONNEMENT DU LA FILIERE EAU

3.1) Données de pollution et analyse critique de l'effluent DBO5 = 890 kg/j (1/3 de pollution vinicole) DCO = 1655 kg/j MES = 1068 kg/j MVS = ? NTK = 165 kg/j N-NH4 = ? Ptotal : 44 kg/ Un effluent vinicole est à dominante soluble (MES / DBO5 très inférieur à 1) et carancé en N et P DCO = 1,86 DBO5 On aurait dû avoir DCO plus fort , DCO sous-estimée. DBO5 DCO/DBO5 = 2,3 à 2,4 sur effluent domestique DCO/DBO5 = 2 pour effluent vinicole Calcul de la DCO vraisemblable 890 x 2/3 x 2,4 + 890 x 1/3 x 2 = 2017 kg/j soit DCO/DBO5 = 2017/890 = 2,3 (valeur plus réaliste) MES/DBO5 = 1,20 (MES largement surestimées) valeur un peu forte compte tenu de la présence d’effluent vinicole.


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DBO5 = 5,4 ; DBO5 = 20 NTK Ptot Effluent plus carencé en N et P qu’un effluent strictement domestique Cela veut dire que l'élément carboné va influencer le traitement, pas seulement l'azote. En rural : consommation de 120 à150 l/hab/j. Volume d'eaux usées = consommation eau potable. Q = 1 650 000 = 11000 éq/hab. 150

60 g de DBO/hab.jour (directive CEE) traduit en droit fançais - décret du 3.06.94 c'est 60 g/eq.hab pour l’apport en DBO5 (charge brute)

890 kg de DBO5 correspond à un taille de 14800 eq-hab % MVS ≅ fonction (MES) si pas valeur de MVS. DBO5 pour effluent vinicole % MVS ≥ 78 à 85 %. On va prendre 80 % On à MES ≅ 1,2 pour domestique : ⇒ 67 à 70 % de MVS. DBO5 DBO5 vit ≅ 290 kg/j MES ≅ 0,6 DBO5 = 175 kg/j donc 1400 kg/j de MVS. 1/3 de la DBO est donné par la viticulture : MVS = 0,70 = 2 x 0,65 + 1 x 0,8 MES 3 3 Valeur retenue pour % MVS sur effluent brut = 73% (tient compte de la surestimation des MES donc de la sous estimation du % MVS) [DBO5] moy. = 890 x 1000 = 293 mg/l 3050 [DCO ] moy. = 544 mg/l [MES] = 351 mg/l


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[NTK] = 54 mg/l [Ptot] = 14 mg/l

3.2) Reflexion sur le niveau de rejet Niveau de rejet : DBO5 ≤ 25 mg/l ≤ 50 mg/l DCO ≤ 125 mg/l ≤ 250 mg/l MES ≤ 35 mg/l ≤ 87,5 mg/l NGL ≤ 15 mg/l Xan = 20 mg/l Ptot ≤ 2 mg/l T°C ≤ 12°C Rappel : NGL = NTK + N-NO2 + N-NO3 NTK = Norg + N-NH4 Norg va surbir une hydrolyse enzymatique pour passer sous forme de N-NH4 sauf la partie réfractaire non ammonifiable. Nombre d'échantillons prélevés dans l'année Nombre max. d'échantillons non conformes DCO-MES : 24/an 3 % de conformité : 87 % DBO5 : 12/an 2 % de conformité : 83 % NGL, Ptot : 6/an 1 % de conformité :83 % Nombre imposé Nombre de dépassements tolérés MES : 87 % de conformité. MES (87 %) = 35 mg/l MES maximum toléré =35 x 2,5 = 87,5 mg/l pour 13 % des échantillons.

Détermination des valeurs extrèmes avec une loi normale. X X +1,64595% = σ

le coefficient de variation étant :


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V =xσ

X X(1+1,645.V)95% =

Pour les autres probabilités avec P= F(up ), voir tableau ci-après :

u p P

0,0000 O,5000 0,2533 0,6000 0,4289 0,6666 0,5244 0,7000 0,6745 0,7500 0,8416 0,8000 1,2820 0,9000 1,6459 0,9500 1,9600 0,9750 2,3263 0,9900 2,5758 0,9900

Pour une probabilité de 90 % nous avons : X X +1,2820.90% = σ

Pour une probabilité de 80 % nous avons :

σ0,8416.+XX80% =

Coefficient de variation (réf. TSM. A.IWEMA – 85è année N°7-8) temps sec : V = 0,40 pour DCO V = 0,48 pour DBO5 V = 0,44 pour NTK V = 0,48 pour MES Calcul de la valeur X moy à respecter pour tenir la norme X % du temps X 87 % = X moy + 1,096 x 0,48 Xmoy avec σ = Xmoy.V MESmoy ≤ 23 mg/l - DBO5moy ≤ 16 mg/l - DCOmoy ≤ 87 mg/l - NGLmoy ≤ 10 mg/l

3.3) Choix d’un procédé de traitement biologique

3.3.1) 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)


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2) Capacité de l'installation 3) Concentration et maîtrise des débits hydrauliques (jour, horaire..) 4) Destination des boues 5) Surface au sol disponible 6) Variation saisonnière de la charge polluante 7) Contraintes environnementales 8) Coût d'investissement 9) Contrainte d'exploitation 10) Coût d'exploitation 11) Qualité du terrain (lagune notamment) 12) Fiabilité de la filière (sensibilité du milieu et traitement tertiaire

spécifique) On a NGL : 15 mg/l Pour avoir les normes en NGL, Ptot, on doit faire une nitrification et une dénitrification + traitement P. Il faut regarder la pollution soluble. La filière eau : MES = 1,2 Pollution sous forme soluble. DBO5 La pollution particulaire n'est pas prépondérante. On peut se demander si le décanteur primaire est important à mettre. ( taille de l’installation + procédé biologique en aval (culture fixée) + traitement des RUPT…) Si on en met un, il faut stabiliser les boues par voie biologique de préférence -par digestion des boues (anaéobie pour les grandes tailles et aérobie thermophile pour les taille moyenne). Problème de coût aussi : si on veut dénitrifier sur une culture fixe, il faut du carbone (mettre du méthanol), donc comme on a déjà une source de carbone de l’effluent brut, il vaut toujours mieux l'utiliser et prendre une culture libre (DBO5 /NTK = 5,4). Pour 15 000 habitants, le décanteur primaire ne se justifie pas. ⇒ problème de la dénitrification. ⇒ coût du décanteur primaire. ⇒ filière boue plus complèxe ( nécessité d’une stabilisation des boues avant déshydratation) Mais lors de la pluie, l'arrivée massive de MES perturbe la faune bactérienne. La mise en place du décanteur primaire permet de limiter la variation de charge et la perturbation des MES sur la réaction, mais le traitement des boues doit être vu en conséquence...


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Pour dénitrifier, il faut du carbone car il permet aux hétérotrophes de consommer l'oxygène des NO3. Pour nitrifer, il faut dégrader correctement le carbone, car compétition sur l’oxygène entre la population de bactéries autotrophes (nitrifiantes) et héterotrophes (assimilation du carbone organique soluble). En culture fixée :

C Nitrif. Dénitrif.

C : étage de traitement du carbone Nitrification : plus de carbone, injection O2, N ⇒ NO3 (oxygène lié). Dénitrification : apport de carbone extérieur (méthanol) pour les hétérotrophes NO3 ⇒ N2. Solution pour éviter l'injection de carbone extérieur.

EB

DN C N (autotrophes)

DN : Utilisation de 30 à 40 % du carbone par les hétérotrophes : NO3 ⇒ N2 assimile le carbone organique. Croissance rapide des hétérotrophes : se duplique tous les 20 min. N : (autotrophes) assimile CO2, NH4 N organique (enzymes) NH4 NO3/NO2 Croissance lente : se duplique tous les 20 h. Les paramètres les plus importants pour nitrifier :


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- T°C - O2 - Age des boues - Concentration en N-NH4 entrée ou dans le réacteur - TAC de l’effluent (facteur d’inhibition pour la croissance des

autotrophes) En culture fixée, il faut un Décanteur.Primaire (D.P). pour éviter le colmatage. En culture libre, on a toutes les réactions biochimiques (hydrolyse ensymatique des MVS et colloïdale par adsorption et absorption de la fraction soluble) dans le même bassin (particulaire - colloïdal et soluble)

EB 1000 m3/j

1000 m3/jDBO5MVSNTK où

(O2)

On a un phénomène de dilution dans un réacteur à boues activées C NH4 N-NO3

Il faut un milieu aérobie strict pour la nitrfication( fondamental) pour monter le potentiel rédox et permettre la nitrification. On fait rentrer l'effluent en brassant. Consommation de O2 dissous et de carbone. - les hétérotrophes consomment le carbone + O2 - les autotrophes consomment N-NH4 + l'oxygène pour la nitrification / aération turbine ou insufflation d’air pendant 12 h environ A l'arrêt de l’aération : Une 1ère phase de consommation de l’oxygène dissous fourni Ensuite, il n'y a plus que de l'oxygène lié des nitrates passage en phase d’anoxie. Les hétérotrophes continuent à assimiler le carbone qui vient en continue de l'eau brute et dénitrification. On a une dilution par le volume du bassin.


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L'hydrolyse ensymatique des particules (MVS) de l'eau brute se fait grâce à un temps de séjour minimum en culture libre, mais aussi des conditions de brassage (mélange intime…) et de température du milieu. On choisit la filière : culture libre. filière nitrification / dénitrification + PΨ chimique Boues activées très faible charge.


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Objectif de qualitéNiveau de rejet

Paramètres inffluent pollution + débit +t°C

Interprétation de lanorme en moyenne-

jour

Dimensionnementprétraitement

Fixe cm - DBO5 à éliminercm<=0.12 (stabilisation boue)

capacité < 50000 eqhab

Introduire pollutiondes retours en têtede la filière boue

Cm - %MVES eff brut = calcul PBdéfinir %MVS dans PB

Clarificateur : IM suivant Cm fixée

Sa suivant SrQmax / Qpts

Vol bio total1) fixant age de boue // niv. NGL1 ou NGL2

2) fixant CVvolume bio = max (âge,cm,cv)

Vérifier vol biocinétique nitrif

cinétique dénitrif dissociation Besoin en O2 enpointe et en jour

cinétique nitrifzone d'anoxie anaoxie+ aér.

Puissance absorbéeConditions de

brassage

Sur volume // traitement Pt

Filière boue sur PBb + PBpc

Evaluation pollution de retour en têteDBO5, MES, NTK

Diagramme de calcul du dimensionnement


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Chronologie dans le dimensionnement : 1. Production de boues biologiques et phsyco-chimiques – (hypothèses Cm) 2. Clarificateur - choix IM - Sa / Sr 3. Zone de contact ou de biosorption 4. Age de boue - masse boue système (volume du réacteur) 5. Avec ou sans zone d'anoxie 6. Besoin en oxygène – capacité des équipements d’aération 7. évaluation de l’efflent traité (DCOsortie, DBO5sortie, MES sortie) 8. Traitement des boues – épaississement et déshydratation 9. stockage des boues désydratées. Hypothèse N°1 : Cm ≤ 0,12 kg DBO5/kg MVS/j

( )Cm DBO

Masse deboue MVDBO

Ax BB B C

Age desbouesMasseboues système

Boues en excès

= =+

=

5 5ψ

Nota : on fait des hypothèses pour lancer les calculs ⇒ itération = calculs en boucles

3.4) Calcul de la production de boues en excès 3.4.1) Production de boues biologiques Les boues en excès : Boues bio + boues ψ chimique BB B ψ C PBBio = Matières inertes + biomasse hétérotrophe + bioamasse autotrophe Bbbio = matières minérales+MV non biodégradables+K x DBO5 éliminé+ K'xN-NH4 nitrifié 288 kg/j 195 kg/j 579 kg/j 20 kg/j * K' x N-NH4nitrifié : biomasse associée à l’oxydation de N-NH4 * K DBO5 : biomasse associée à la dégradation de la DBO5 * MV non biodégradable : 20 à 35 % des MVS (ici : 25 %) = 0,73 x 1068 x 0,25 = 195 kg


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* Matières minérales : 27 % x MES = 0,27 x 1068 = 288 kg deMS / j car MES = 1068 kg/j et % MVS = 73 % Remarques : MES = MVS + Mminérales K = 0,83 + 0,20 log (Cm) K= 0,65 et DBO5 él = 890 kg/j ⇒ On prend comme hypothèse Cm ≤ 0,12 kg DBO5 / kg MV ⇒ On suppose un rendement de 98 à 100 % Sur la DBO5. K' = 0,17 kg MS / kg N-NH4 nitrifié ⇒ On suppose un rendement de 70 % pour N-NH4 nitrifié. K' - N-NH4 = 165 x 0,7 x 0,17 = 20 kg ⇒ on suppose sortie en MES (fuit : 15 mg/l On a MES fuite = 15 mg x 3040 = 46 kg/j 1000 Donc on a : * en boues en excès actives = 579 + 20 # 608 kg/j, soit 600 kg MS/j et K' - N-NH4 ne représente que 5 % du total. On a 610 kg MS/j = 0,67 kg MS/kg DBO5/j de fabrication de biomasse * boues en excès produites = 1082 kg MS /j = 1,2 kg MS/kg DBO5/j * boues en excès extraites = 1036 kg/MS/j = 1,16 kg MS/kg DBO5/j % MVS dans la boue = 1 - Matière minérales = 73 % B.B. produites Remarques : ⇒ Boues à extraire = boue bio produite – fuite en MES sur l’effluent traité ⇒ on a donc peu de biomasse active autotrophe : il ne faut pas les perdre* sinon attendre 1 mois pour reconstituer la biomasse autotrophe (pb de température) (* par lessivage dans le calrificateur ou par des extractions trop importante) 3.4.2) Production de boues physico-chimiques


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Ptot = 44 kg/j Traitement du phosphore ψc seul. La précipitation agit sur Psoluble. Pentrée = PMES + Psoluble Ce sont les précipitations du phosphore soluble ⇒ boues

Psoluble + Fe3+ ⇒ Fe (OH)3 + Fe (PO4)

* P à précipiter = Psol. entrée - Passimilé - Psoluble rejet * P assimilé = 1,5 % MV de BB + 1% de Précipité sur le floc besoin de P pour le développement biocellulaire P assimilé = 0,025 x 0,73 x 1082 = 20 kg/j * Pmes entrée = f(MES) = 1,8 % des MES minérales d’entrée = 0,018 x 0,27 x 1068 = 5 kg/j ⇒ Psoluble entrée = Ptot entrée – Pmes entrée = 44 – 5 = 39 kg /j Ptot rejet ≤ 2 mg/l ⇒ Psol rejet maxi = 2 mg/l - PMES PMES rejet = [MES] rejet x K''' K''' = % P insoluble dans les boues K''' =% (P assim. + P précipité) % Pinsoluble= Ptot entrée - Psol sortie (calcul en boucle) BB + BψC ⇒ Par hypothèse : % P insoluble = 4 % Psol rejet = 1,4 mg/l MES sortie = 15 mg/l ⇒ PMES = 0,04 x 15 = 0,6 mg/l * P à précipiter = 39 kg - 20 kg - 1,4 x 3040 = 15 kg/j 1000 Calcul rapide pour estimer la production de boues : Bψc = 6,8 kg MS/kg P à précipiter = 6,8 x 15 = 102 kg MS/j


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Calcul fin pour estimer la production de boues : Estimation faite en évaluant la formation des 2 précipités : Psoluble + Fe3+ ⇒ Fe (OH)3 + Fe (PO4) Qt de boue Physico-chimique = FePO4 + Fe(OH)3

RendementP

β

β = rapport molaire Fe = fct (rdt sur Psol) ⇒ β = 0,12 x e ^(Rdt x 0,034) P Rdt = 50 % ⇒ β = 0.66 Rdt = 60 % ⇒ β = 0.92 Rdt = 70 % ⇒ β = 1.30 Rdt = 80 % ⇒ β = 1.82 Rdt = 85 % ⇒ β = 2.16 Fe injecté ⇒ Fe PO4 + Fe inj. - Fe (Fe PO4) ⇒ Fe (OH)3 On est obligé de surdoser pour obtenir un rendement correct. Rdt = Psol entrée – Passimilé – Psol sortie = 15 = 79 % β ⇒ 1,76 Psol entrée – Passimilé 39 - 20 Fe injecté = (Psol – Pass) x 56 x β 31 Fe inj. = 19 x 1,76 x 1,8 = 60 kg Fe Boues = FePO4 + Fe(OH)3 ⇒ Qt de Fe intervenant dans FePO4 =( P à éliminer) x 56 / 31 = 15 x 56 / 31 = 27 kg masse de FePO4 = Qt Fe x 151/56 = 27 x 151 / 56 = 73 kg ou


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masse de FePO4 = Pt à éliminer x 151 / 31 = 15 x 151/31 = 73 kg ⇒ Qt de Fe intervenant dans le Fe(OH)3 = Qt de Fe injecté - Fe de FePO4 Qt de Fe intervenant dans le Fe(OH)3 = 60 – 15 x 56 / 31 = 33 kg Qt de Fe(OH)3 formé = 33 x 107 / 56 = 63 Qt de boue Physico-chimique = FePO4 + Fe(OH)3 = 73 + 63 = 136 kg MS/j

Soit 9 kg MS / Psol à précipiter On a : BB produits = 1082 kg MS = 73% MV 790 kg MV Bψc = 136 kg MS = MES minérales ⇒ Boues totales = 1082 + 136 – 46 = 1172 kg MS /j ⇒ % MVS dans les boues biologiques = 790 x 100 = à 65 % 1218

3.5) Dimensionnement du clarificateur Le clarificateur permet de séparer 2 phases (eau et boues). On a une recirculation de boues vers le réacteur (masse de boues plus concentrée) ⇒ ceci implique d'avoir un léger épaississement des boues dans le clarificateur.

zone clarifiée

zone de sédimentation zoned'épaississement

zone de stockage

Surface de clarification : Ch

hQmS /3

= Ch (charge hydraulique ) en m3/m2.h est

fonction de IM ou IB et de la concentration en MES de sortie qu’on veut respecter. Le volume de clarification est fondamental car c'est lui qui va imposer la concentration en biomasse du réacteur donc le volume du réacteur d’une part, et d’autre part permettre une bonne séparation entre le lit de bou et la zone de clarification. Sa = concentration des boues du réacteur


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Sr = concentration des boues recirculées Il faut que Sr >> Sa 3.5.1) Hypothèses sur l'indice de Mohlmann - IM Si le volume est trop petit ⇒ on a un risque de départ de boues vers le milieu récepteur = bien faire la séparation :

Eauclarifiée

Zone de mélange Boues(brassage)Zcontact dégaz. Clarif.

réacteur

QRZCMesure boues extraction pompede IM -QRZC Recirculation (4et10g/l)(proche de Sa) (QRBBtot) puits de recirculation proche de Sr h périphérique = fct (IM, Sa, Qr, Q) Boues en excès (extraction) IM : volume qu'occupe 1 g de boue

( )IM VDConcentration MES

ml g=30 /

Conc. MES ⇒ éprouvette 1 l

VD30t=to t=to+30'

IM est influencé par : ⇒ l'effluent (en particule MES/DBO5 ou particules lamellaires solubles) : ⇒ % MVS sur l’effluent d’entrée et MES/DBO5, ⇒ Cm du réacteur, ⇒ Type d’équipement d’aération, ⇒ fonction brassage/aération dissocié ou pas ?


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⇒ type de réacteur (nombre de réacteurs en série, présence d’une zone de biosorption) ⇒ type filière boues (épaississement gravitaire ou dynamique, qualité des retours en tête…)

Variation de Im en fonction de la Charge massique du réacteur en kgDBO5/kgMVS.j - IM référence = 80 + 227 x (Cm)^0,5 IM référence = 150 ml/g dans le cas présent. IM appliqué = Im référence x Π Ki Relation entre IM et IB - IB ≅ IM (250/Vd30)^0,5

Hi

IB

IM t

IB représente une décantation libre non freinée (car dilution) (partie haute de la courbe) IM représente les boues en phase de mise en compression (partie basse de la courbe) IM ⇒ indique des caractéristiques de décantation et d’épaississement de la boue. On mesure IM après brassage pour assurer l'homogénéité à l'ombre. Dans le réacteur, on a presque 99,5 % d'eau. Si on a une mauvaise décantation de l'éprouvette ou pas du tout : problème au niveau du clarificateur. L'indice IM mesuré dans le réacteur ou le puits à boues est le même mais concentration double dans le puits . Remarque : à masse de boues égales, plus IM est élevé, plus le volume de boues est grand. a) Choix équipement aération : insufflation d'air (bon car on différencie les équipements d’aération et brassage). ⇒ on ne va pas altérer l'IM et on peut même l'améliorer.


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Une limitation en O2 ⇒ augmente le taux de bactéries filamenteuses : mauvaise décantation et même flottation des boues. Pour assurer une bonne décantation et éviter le problème de mauvais brassage et des risques de dépôt, les zones mortes (d'hydrolyse), on se donne de bonnes conditions dans le réacteur : brassage et insufflation d'air.

Turbine(agitateur)

Membrane trouéeInterdépendance Réacteur clarif.

Brassage

dissociés : le must

Surpresseur

Insufflationd'air

Si on a moins d'argent, on peut mettre soit une turbine :

soit des brosses


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b) Choix d'équipement des boues : épaississement égouttage + filtre presse L'extraction des boues en excès peut se faire par des pompes volumétriques en 2 endroits :

* au niveau du dégazeur : boues moins concentrées prises après dégazage pour éviter la cavitation. * au niveau du puits de recirculation : boues plus concentrées (mais fluctuation de la concentration).

La quantité de boues QRZC dans la zone de contact : dose très faible pour entretenir la culture et le mélange. Recirculation principale dans le réacteur (QRBBtot - QRZC). Remarque : la zone de contact = zone de biosorption

EB

Comme on a un effluent domestique plus vinicole, l'indice IM a tendance à monter. En raison de la présence du vinicole, on prendra IM dom + 15 % (et risque de bactéries filamenteuses). Si Cm , alors IM . Le type de réacteur : 2 éléments : la composition : ZC - ZANOX - ZAER la conception du réacteur


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flux piston ou mélange intégrale

Le traitement du phosphore va aussi plomber « légèrement » les boues. Pour PT ⇒ IM - 10 % Le réacteur :

a)ZC Zone zone Aération

anox anaérob.

b)

3.5.2) 1er calcul - la méthode allemande 3.5.2.1) Surface du clarificateur Choix de Ch : charge hydraulique ou vitesse ascensionnelle - CChh == -- 11,,335533 ++ 1122,,0066 // LLNN ((IIMM)) ⎪⎪ ppoouurr MMEESS ssuurr eefffflluueenntt ttrraaiitteeéé == 3300mmgg//ll

NNoottaa11 :: vvaalleeuurr CCEEMMAAGGRREEFF ⎪⎪ CChh == 22,,5566 xx eexxpp ((--00,,0000119933 xx VVcc))

AAvveecc VVcc == VVoolluummee ccoorrrriiggéé == SSaa xx IIbb Nota2 : Charge hydraulique obtenue selon l’approche ATV A131

- pour un clarificateur horizontal, avec Ch m3/m2/h = 500 / IMxCaer - pour un clarificateur verticaux, avec Ch m3/m2/h = 650 / IMxCaer

Notre exemple avec Qmaxi = 280 m3/h IM = 160 ml/g ⇒ Ch = - 1,352 + 12,06 / LN(IM) = 1,02 m/h Nota : si NGL 15 à 20mg/l appliquer un coefficient de 0,8 soit 1,02 x 0,8 = 0,82 m3/m2.h Si NGL 10 ou inf appliquer un coefficient de 0,6


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Su = 340 m² ⇒ surface libre de clarification 3.5.2.2) Volume du clarificateur Volume ⇒ h1 = 0,5 m ⇒ zone clarification h2 = 0,8 m ⇒ zone sédimentation h3 = Sa IM = 0,72 m ⇒ zone d'épaississement 1000 concentration dans le réacteur Sa = f(équipement, Pψc) Hypothèse : Sa = 4,5 g/l h4 = ∆ Sa x Vréacteur IM x 1 = 0,6 m 1000 Su Zone de stockage (pendant la pluie) h4 : stockage en période de pluie, car on a une diminution de concentration dans le réacteur pendant les pointes hydrauliques. ∆ Sa (apport de MES) = 0,5 g/l.

( )Vré acteur DBOSa x MVxlm

m à affirmer par ité ration= =5 2600 3

%

Donc HT = 2,62 ⇒ 2,8 m. (hauteur périphérique)

Vm/h

0,6

800 Vc

Vc = volume corrigé = Sa x IB = 4 g/l x 200 ml/g = 800 ml/s Vc' = 4,5 x 160 = 720 ml/l 3.5.2.3) Taux de recirculation


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Taux de recirculation (provisoire) Sr = fct (Ts boues clarif., IM). Tsboue ≤ 2 h ⇐ tsboue = (Cm) = état de la boue à fermenter plus ou moins rapidement

Cm ≤ 0,12 kg DBO5/kg MV.j ⇒ ts ≥ 90 mn Sr = 1,3 x 1000 = 8,2 g/l (valable pour ts ≥ 90 mn) IM % Qr = Sa = 1,2 ⇒ 120 % Q entrée Sr-Sa Clifford ⇒ Surface ⇒ Ø : V = 2,5 cm/s = 90 m/h sur Q entrée Dégazage ⇒ Surface ⇒ Ø : V = 90 m/h sur Q maxi + Qr et tc ≥ 1 mn Remarque : Comme on dissocie le brassage et l'aération, pas de contrainte de brassage.Il faut laisser des marges de manoeuvres pour le stockage pendant les week-end prolongés. Ce surplus va directement dans le clarificateur.

Su

HT Ø Clifford : pour la

tranquilisation

On a un racleur dans le clarificateur pour favoriser la fluidisation de la boue épaissie au fond du clarificateur. On met en sortie du réacteur biologique une lame déversante pour limiter la variation du plan d’eau (∆H = 10 à 15 cm). C’est impératif pour les aérateurs de surfaces et facultatif pour l’insufflation fines bulles. Remarques : % Qr = Sa ⇔ Qr sr = (Qe + Qr) Sa

Sr - Sa


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Avec Sr : 1000x K /IM K= coefficient d’épaississement ⇒ K = f (temps de séjour des boues dans le clarificateur donc de la Cm) K = 1,34 ⇒ effet d'épaississement dû au temps de séjour de 90 mn. K = 1,47 ⇒ effet d'épaississement dû au temps de séjour de 120 mn. ex : si on a ts = 30 mn Sr = 1000 IM Sr = (326 x (TSB mn)^Pi/10)/IM 3.5.3) 2ème Calcul – méthode des 2 zones 3.5.3.1) Volume de clarification 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)

3.5.3.2) Volume d’épaississement 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 * Sr * Tsb ou (Qmaxi + Qrmaxi) x Sa x Tsb/60mn

Car (Qmaxi+Qrmaxi) x sa = Qrmaxi x Sr

Sr = Cba * ( 1 + Qmaxi / Qr )


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Et ConcLB = (2Sr + Sa)/3 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 inf à 0,065 0,065 0,09 0,15 0,4 0,7 Ts en mn 140 120 100 80 50 30


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3.6) Dimensionnement de la zone de biosorption On a une biosorption # absorption ⇒ biologique (soluble) + adsorption ⇒ physique (colloïdale) On cherche le volume de la zone de contact VzC + le débit QRzC Hypothèses : ⇒ tc ⇒ charge en DCO assimilable sur le floc ⇒ DCO assimilable ⇒ Sr

On a tc ≅ 10 à 15 sur Qpts ⇒ on va predre Tc = 12 minutes DCO assimilable ≅ 0,3 à 0,35 DCO Brut totale On a la charge en DCO = fonction de Cm = 60 à 150 mg/l de DCO ass/g boue Sr = 9 g/l : concentration de la boue recirculée. DCO = 1655 kg/j Qpts = 240 m3/j Schéma :

Z C Z a n o x Z a e r d é g a z . C la r if .

Q R Z C


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⇒ On prend une charge DCO / g boue = 120 mg/g.

[ ]

3

3

60#'1260

42240152

/429120

24054435,0arg

mxzcVolmntcavecV

hmx

xxSrxDCOech

QptsxbruteeassimilablDCOQ

ZC

RZC

+=→==

===

temps d'assimilation :DCO assimilé

80%

10' t(mn)

Dans la zone de contact : - on a une assimilation du carbone - on met en contact la biomasse et la pollution par brassage (effet favorable) Remarque : la zone de contact ⇒ gestion des entrée / sortie

EB

3.7) Dimensionnement du réacteur biologique Réacteur biologique : Cm ⇒ non (pas de corrélation avec N) ⇒ Age des boues + cinétique


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Age des boues ⇒ sur l'ensemble du système (réacteur + clarificateur). Les boues en excès produites : BB + BΨC = 1218 kg MS à 65 % MV.

A = 6,5 x 0,914^T-20 – pour un réacteur non ensemencé en nitrifiante

A = 4,5 x 0,914^T-20 - – pour un réacteur ensemencé en nitrifiante Age des boues : 10 jours. * Masse de boues systèmes = 12180 kg MS * Masse boues clarificateur calculée en situation moyenne temps sec : M = (Qmts + Qr) Sa x ts = (127 + 1,2 x 127) x 4,5 x 90 mn/ 60 # 1886 kg MS Masse boues réacteur = 12180 - 1886 = 10294 kg MS

repart avec 4500 mg/lGoutte d'eauEBarrive à 300 mg/l de MS

Volume du réacteur = 10294 kg MS = 2287 # 2300 m3. 4,5 g/l Cinétique de nitrification et de dénitrification : on regarde s'il y a assez de bactéries pour assurer les réactions en moins de 24 h. N à nitrifier = NTK entrée – Nassimilé - Norganique-refractaire – N-NH4 rejet N à nitrifier = NTK entrée – Nassimilé - Nsol-organique-refractaire- NMES-refractaire – N-NH4 rejet N à dénitrifier (qui prend le plus de temps) = pose problème en période de pluie = N - (NO3 produit) - (N-NO3 rejet) - Np - Nd. On a comme norme : NGL = 15 mg/l. On choisit NTK rejet ≤ 8 mg/l et N-NH4 rejet = 1 mg/l (système biologiquement stabilisé)


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sachant que : NGL rejet = NMES + NNH4 +Nsol-organique-refractaire+ NNO3 + NNO2 NMES : particulaire = fct (MES) sortie Nsol-organique-refractaire : N organique_soluble_non_ammonifiable = 3 à 5 % du NTK entrée. NNO2 : négligeable Nparticulaire : NMES sur l’effluent traité Nentrée = 165 kg Nassim = 6,8 % MV boues = 0,068 x 0,65 x 1172 = 52 kg Nmes = 6,8 % MV x concentration MES en sortie x 1,1 Le facteur 1,1 traduit le phéomène d’élutriation (particules les plus lègeres dans les MES de sortie = MVS = biomasse) N-NH4 rejet = nitrification totale soit fuite de 1mg/l en N-NH4 = 3040 m3/h x 1x10-3 = 3 kg Norg soluble réfractaire = 3% NTK entrée Norg particulaire réfractaire = 3 % NTK entrée Cinétique nitrif = fct (T°C, DBO5AD2H, âge des boues, Concentration O2dissous, concentration en substrat N, pH, TAC) N potentiellement nitrifiable =165 – 52 – 9,9 = 103 kg/j N à nitrifier = Npotentiellement nitrifiable – N-NH4 rejet = 103 – 3 = 100kg/j K nitrif fixée à = 1,65 mg N-NO3 / g MV.h - ( à 12°c et un âge de boue de 12j) K nitrif fixée à = 4 mg N-NO3 / l de boue.h - ( à 12°c et un âge de boue de 12j) Knl = 0,116 x 1,06 ^(T-20) x Cvn Avec Knl en mgN-NO3/litre de boue.h Cvn en g N/m3 de bassin aérée.jour

hxxx

xnitrifdeTemps 6,122,165,05,42300

1000102==

Temps de dénitrification = 24 - temps de nitrification - temps de consommation O2


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N à dénitrifier = Nitrates produit – N-NO3 rejet permis N-NO3 rejet permis = Norme NGL – ( NMES + Nsolref + N-NH4 rejet) temps de consommation O2 = f([O2] dissous, besoin en C) 10 cycles = 15' ⇒ 150'/24h [MES] = 15 mg/l NMES = 0,068 [15] x 0,65 x 3040 x 10-3 = 2 kg/j Norgsolrefractaire = 3% NTK entrée = 0,03 x 165 = 8 kg/j N-NH4 rejet = 1 mg/l x 3040 10-3 = 3 kg. N à dénitrifier = 68 kg/j Dénitrification dans un seul bassin (syncopage de l’aération) Cinétique de dénitrification = KDN ⇒ fct (Cassimilable/N) Cinétique de dénitrification = KDN exogène (3mgN-NO3/gMVS.h sur 1/4 du temps) + KDN endogène (1 mgN-NO3/gMVS.h sur 3/4 du temps) Cinétique de dénitrification = KDNC # 1,6 mg N-NO3/g MVS.h ( cas du bassin unique)

hxxx

xationdénitrificdeTemps 4,665,05,423006,1

1069 3

==

Temps de dénitrif possible = 24 - 12,6 - 2,5 = 8,9 h. ⇒ Volume du réacteur trop petit ⇒ 2 possibilités

- augmenter le volume et revérifier les durées de réaction - ajouter une zone d’anoxie – qui ne sera justifiée que si il y a un gain

sur le volume total du réacteur biologique hors zone de biosorption et de la zone d’anérobie (si traitement biologique du phosphore).

Nota ; valeur des cinétiques de dénitrification en fonction de la configuration des réacteurs : Cinétique de dénitrification en anoxie en tête

Kdn = 2,7 à 3 mg N-N03/ g MV.h (fonction du rapport C/N)

Cinétique de dénitrification en bassin unique avec dissociation (exogène + endogène) sans anoxie en tête

Kdn = 1,6 mg N-NO3/ g MV.h


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Cinétique de dénitrification en bassin unique avec dissociation et zone d ’anoxie

Kdn = 1,3 mg N-NO3/ g MV.h Cinétique de dénitrification en bassin unique sans dissociation et sans

zone d ’anoxie Kdn = 1,2 mg N-NO3/ g MV.h

Cinétique de dénitrification en endogène strict Kdn = 0,8 à 1 mg N-NO3/ g MV.h

3.8) Besoins en oxygène Les besoins journaliers en oyxgène, permettent d’évaluer le temps minimum de fourniture d’oxygène par jour. Les besoins en pointe horaire en oyxgène, permettent d’évaluer la capacité du dispositif d’aération (aéerateur de surface ou insufflation d’air par fines bulles). Les besoins 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 :

QO2/j = C' N à nitrifier - C" N' à dénitrifier

Besoins journalier globaux (traitement du carbone et de l’azote)

QO2/j = a' Le + b' SV + C' N à nitrifier – D’ N' à dénitrifier

Avec :

Le = DBO5 dégradée (le rendement est calculé à la fin du dimensionnement). a' = coefficient métabolitique (fabrication de matière vivante) ou la quantité oxygène nécessaire pour oxyder 1 kg de DB05. b' = coefficient endogène ou quantité oxygène nécessaire au métabolisme endogène (minéralisation de la biomasse) 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 + Zone de biosorption + 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


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D’ = taux de conversion de l'azote nitrique en azote gazeux en considérant que la fraction de l'oxygène récupérée par dénitrification est totale. D’ = 2,86 kgO2/kg N-NO3 dénitrifié La valeur des coefficients a' et b’ dépendent de la charge massique (Cm) a’= 0,7272-0,2889*CM+0,06754*CM^2 b’ = 0,023-0,32547*CM+0,2292*CM^1,5+0,2239*CM^0,5 avec Cm = 0,12 kg DBO5/kg MVS.j a’ = 0,7 et b’ = 0,07

QO2/j = 0,7 x 890 + 0,07x 12180 x 0,65 + 4,53 x 102 – 2,86 x 69=1440 kh O2 /j

QO2/j = 1440 kh O2 /j

3.8.1) Les besoins en pointe horaire en oyxgène Ce calcul prend en compte une concentration homogène sur 24 h appliquée au débit de pointe.

.QpTSQjTS

4.53.NTK + 24SVb' + QpTS .

QjTSLe. a' = QO2pointe

)horaire(

Dans le cas d’une dénitrification obtenue par syncopage de l’aération (sans zone d’anoxie séparée), il n’y a pas en période de pointe de restitution de l’oxygène provenant de la dénitrification (priorité à la nitrification). QO2 pointe horaire =0,7 x 890 x (236/3040) + 0,07x 12180 x 0,65/24h + 4,53 x 102 x (236/3040) = 107 arrondi à 110 kg d’O2/h QO2 pointe horaire = 110 kg d’O2/h 3.8.2) Choix du système d’aréation : insufflation fines bulles Il s’agit :

- d’évaluer le débit d’air du surpresseur en conditions normales et en conditions locales (T° et pression de l’air aspiré ),

- d’évaluer la puissance du surpresseur, - d’évaluer le nombre de diffuseur, - déterminer le diamètre des nourrices de distribution de l'air surpressé, - calculer la ventilation du local de surpression.

Hypothèses de base pour les dispositifs d'insuflation d'air fines bulles: - Hauteur liquide minimum : 4 m


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- Hauteur liquide maximum : 6 m pour les surpresseurs de types volumétriques (type "roots" (pression aval totale inférieure à la pression atmosphérique) - Le débit d'air délivré par les surpresseurs volumétriques n'est pas sensible à la pression en aval, et est fonction que de la vitesse de rotation du surpresseur - Vitesse de l’air dans les nourrices : 8 à 20m/s selon le diamètre des conduites (8m/s pour le petit diamètre et 20m/s pour les gros diamètre) - Quand la pression aval augmente (Q = cste) c'est le moteur qui prend de l'ampérage donc de la puissance - Pression aval = hauteur liquide au-dessus de diffuseurs+ pertes de charges linéraires dans les nourrices d'air + pertes de charges singulières (la plus importantes concerne l aperte de charges due aux diffuseurs) - Les diffuseurs les plus courants sont de type : élastomère de couleur noir (EPDM), durée de vie environ 5 ans avec une perte de charge totale sur 5 ans de l'ordre de 1,5m, soit :

- 25 mbars / mois de perte de charge ou 25mm de Ce (colonne d'eau).

- Hauteur liquide totale = 6m - Hauteur entre les diffuseurs et le radier du bassin = 0,15m

- He = 6 - 0,15 = 5,85m - Rendement des diffuseurs de type tubulaire : 4,5 à 6% par m de Ce (fonction du type de diffuseurs, de la densité du nombre de diffuseurs au m2 et de la hauteur liquide totale), - Nous prendrons un rendement de l'ordre de 5,3 à 5,5% / m de Ce (en considérant que les diffuseurs sont regroupés et un débit de circulation totale suffisant permettant un vitesse moyenne de l'ordre de 0,25 à 0,30 m/s en eau claire),

- Débit unitaire d'air par diffuseur tubulaire : 6 à 9 Nm3/h par diffuseur, - Puissance absorbée aux bornes d'un surpresseur volumétrique de type "roots" = 4 à 6 watt / Nm3/h / mCe de pression relative en aval (fonction de la marque du surpresseur, de son calage en terme de puissance, de débit et de pression relative en aval), - Nous prendrons : 4,5 watt / Nm3/h / mCe

3.8.3) Débit d'air du surpresseur aux conditions normales :

Hex g/mO x CGTRdt x /hQo :air d'débit 3

2

2

QNm3/h = 110 kgO2/h / ( 5,5 x 10-2 x 0,55 x 0,300 x 5,85) = 2070 Nm3/h Soit 2070 normaux mètres cubes / heure 3.8.4) Débit d'air du surpresseur aux conditions de fonctionnement Nous prendrons comme hypothèses :


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- température de l'air aspiré = 30°C minimum (au-dessus de la Loire ) et 35°C minimum au-dessous de la Loire) soit 30°C minimum pour l'Alsace

- altitude = niveau de la mer soit P = Pn = 10,333 m CE L'air "sec" contient 23,19 % d'oxygène en poids (ou 21 % en volume), 1 m3 d'air à 0°c et 760 mmHg ou 10,333 m CE, pèse 1,293 kg (masse volumique = ρ ) et contient 300g d'oxygène. masse volumique de l'air sec ( ρ )

ρTR

P=×

ρ = masse volumique de l'air sec en Kg / m3 P= P absolue mm CE Pn = 760 mmHg = 10,330 m CE = 101,3 KPa Tn = 273 °K T = 273 °K + t° R = 29,27 Variation de la masse volumique de l'air ;

ρ = ρn x Pa PPn

TnT

+×

∆

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 PxV = NRT soit : PxV/T = Pn x Vn / Tn

V = Vn x TnT

P PnPn

×∆+


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Q = 2070 x (273 + 30)/(273) x (10,33/1033) = 2300 m3/h d'air aux conditions locales

3.8.5) Puissance absorbée aux bornes du surpresseurs : P = 2070 Nm3/h x 4,5 w x 7,85 m / 1000 = 73 kW 3.8.6) Débit de ventilation du local de surpression : Hypothèses :

- Température de l'air aspiré = 30°C - 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 m2 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’échauffement 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 kcal / Kg. °c

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 1kgcal/h = 1,163 watts et 1cal = 4,1855 joules 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 / Kg. °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


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Débit d'air à évacuer = Masse d'air nécessaire / Masse volumique de l'air =6880/1,165 = 6000 m3/h d'air

3.9) Evaluation des concentrations de l’effluent traité

3.9.1) 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 % MVSx1,1 x 5/100

3.9.2) 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 = 127 m3/h / 340m2 = 0,37 m3/m2.h ⇒ MESmts= 30x (0,37/1,02)^0,7

Sur Qpts ⇒ V pts = 236 m3/h / 340m2 = 0,69 m3/m2.h ⇒ Sur Qnoct ⇒ V noct = 53 m3/h / 340m2 = 0,16 m3/m2.h ⇒

3.9.3) Evalutation de la concentration de la DCO en sortie DCO sortie = 10^((0,97+0,23*LOG(CMESs)+0,49*LOG(CDBO5s))

Ou DCO sortie = 2,5xDBO5solublesortie + 1,48xMESx%MVSx1,1 + DCO ref Avec Dco ref = DCOsol refractaire pour un effluent domestique = 4 à 6% de la DCO entrée

4) DIMENSIONNEMENT DU LA FILIERE BOUE Siccité à respecter supérieure à 30 % Filière de traitement des boues retenues :

- épaississement pour grille ou toile ou tambour d'égouttage - déshydratation par filtre presse avec un conditionnement

minéral ( coagulant = FeCl3 et lait de chaux)


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- stockage sur une aire avec un temps de séjour de 10 mois

4.1) Dimensionnement de l’épaississement dynamique Quantité de boues à extraire = Qt de boues produites – charge en MES sur l’effluent traité Quantité de boues à extraire = 1220 kg MS – MES sortie x 3040/1000 = 1175 kgMS /j Production de boue hebdomadaire = 1175 x 7 = 8225 kg MS/semaine Temps de fonctionnement de la grille = 35h/semaine Masse de boues à traiter à l’heure = 8225 / 35h = 235 kg /h Débit massique unitaire de la grille = 120 kg de MS/ml .h Largeur de grille = 235/120 = 2m de grille

Siccité des boues épaissies = 6%

4.2) Dimensionnement du filtre presse Taux de conditionnement :

Ca (OH)2 = 30 % des MS FeCl3 = 10 % des MS Durée d’une pressée = 1h30 à 2h (y compris le temps de débatissage) ⇒ 2h Nombre de pressée par semaine = 4jours x 3 + 1 j x 2 soit 14 pressées maxi par semaine Masse de boues conditionnées : La masse de boues conditionnées = masse de boue vierge + M ca(OH)2 x 0,85

+ 0,66 x M FeCl3 La masse de boues conditionnées = 8225 + 8225 x O,30 x 0,85 + 8225 x 0,10 x 0,66 La masse de boues conditionnées = 10865 kg de MS/sem Siccité finale = 35% Densité du cake = 1,18 Masse gateau / par pressée = MS1 / (Nbre pressées hebdo x siccité/100)

Volume filtre = Masse Gateau par presse / densité Volume du filtre = 10865 /(14 pressées x 0,35 x 1,18) = 1900 litres


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4.3) Dimensionnement de l’aire de stockage

Durée de stockage = 10 mois Masse de boue évacuée par jour = Masse de boues conditionnées / siccité Masse de boue évacuée par jour = 10865 kg MS/ 0,35 / 7 jours =4435 kg de boues /jour Volume de boues à stocker = Masse de boue / (densité x coefficient de foisonnement) Coefficient de foisonnement = 0,7 à 0,85 (fonction du type d’équipement) ⇒ O,8 Volume de boues às tocker par jour = 4435 kg / ( 1,17 x 0,8 x 1000) = 4,7 m3/j Volume de stockage = 4,7 m3 x 30 jours x 10 mois = 1410 m3 Sur une hauteur de 2 m Surface de l’aire de stockage = 700 m2


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ANNEXES


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ANNEXE 1- DIMENSIONNEMENT DES EQUIPEMENTS D'INSUFFLATION D'AIR I) Généralités

1) détermination des besoins globaux en oxygène Besoins exprimés en Kg O2 / h aux conditions maximales ou de pointe

2) Détermination du coefficient de transfert global (C.G.T) C.G.T = Tp x Tt x Td 2.1) coefficient Tp ou α Rapport entre le transfert d'oxygène en eau usée (boue) et en eau claire est fonction du type d'équipement considéré. - insufflation grosses bulles (G.B), canne ou orifice d'insufflation Tp # 0,9 - insufflation moyennes bulles (M.B) Tp # 0,7 à 0,9(valeur extrême espérée en dissociation aération/brassage) vibrair # 0,8 dipair # 0,85 - insufflation fines bulles (F.B) Tp # 0,5 à 0,7 (valeur extrême espérée en dissociation aération/brassage) DP230 # 0,5 (disque poreux) membranes # 0,7 2.2) coefficient Td ou β Rapport entre les valeurs des concentrations de saturation en eau usée et en eau claire.

Td = (Cst Kp - Cs) Kh - CxCs10 Kh

× ××

∆

Cst = saturation en O2 à la température des boues Cst = 475 / (33,5 + t°C) - formule approchée (voir table de Mortimer) Cs10 = 11,29 mg / l de O2 à 10 °C ∆Cs = variation de la solubilité tenant compte de la salinité de l'eau interstitielle de la boue( norme NF T 90.032) avec salinité < 5 g / l


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t°C ∆Cs 1 0,45 5 0,39 10 0,33 15 0,28 20 0,24 25 0,21 30 0,18 Kp = correction de pression atmosphérique en fonction de l'altitude

à 0 m Kp = 1 à 100 m Kp = 0,988 à 200 m Kp = 0,975 à 300 m Kp = 0,963 à 400 m Kp = 0,952 à 500 m Kp = 0,940 à 600 m Kp = 0,928

à 1000 m Kp = 0,882 à 1500 m Kp = 0,829 à 2000 m Kp = 0,778

à 3000 m Kp = 0,688

Kh Patm + 0,4 HePatm

=×

- à une profondeur He la concentration à saturation de l'eau est : CsHe = Cs ( 1 + He / 10,33m) 1 atm = 10,33 mCE - à la surface (du fait de la dissolution d'une partie de l'oxygène contenue dans la bulle) Cso = Cs ( He - 80% / 21%) temps de contact des bulles = He / Vb (Vb vitesse moyenne des bulles) 2.3) coefficient Tt ou γ

Tt = t -10 C1,024 ° °

3) Capacité d'oxygénation en conditions standard (rappel) CAP.OX = Kla x Cs en Kg O2 / h . m3 de bassin Kla en -1h est le coefficient global de transfert d'oxygène


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Cs en Kg / m3 est la concentration saturante d'oxygène dans l'eau les conditions standards sont : - à la température de 10°C - sous la pression atmosphérique normale de 10,33 mCE ou 1,013 bars - à une teneur en O2 dissous constante de 0 mg / l. correction globale pour le passage en conditions standards ;

(CAP.OX)n = (CAP.OX)t Kla10Klat

Cs10Cst

Pan zHePal zHe

× ×++

Kla10 = Klat x 101 024 − °t,

Cst = valeur de saturation en oxygène à la température de l'essai (table de Mortimer) Cs10 = valeur de saturation en oxygène à 10°C = 11,29 mg/l Pal = pression atmosphérique locale Pan = 10,33 m CE ou 1,013 bars He = hauteur de liquide z = coefficient de hauteur relative z = 0 pour les aérateurs de surface z = 0,5 pour l'insufflation d'air avec He ⊆ 6 m 3.1) apport horaire rapporté au bassin entier AH = (CAP.OX) x V en kg O2 dissous / h 3.2) apport spécifique brut

A.S.B = (CAP.OX) xV

Pasb

A.S.B = Kg O2 dissous / Kwabs brute Pabs = puissance absorbée aux bornes du moteur 3.3) le rendement d'oxygénation

R% =(CAP.OX) V 100

0, 300g / QN / h3 3m m× ××

Q = débit d'air insufflé en Nm³/h 300 g d' O2 / m³ d'air en condition normale


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II) Calcul du débit d'air (Insufflation d'air)

débit d'air : Qo / hRdt x CGT x O g / m x He

2

2 3

- 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 h horaire - CGT = coefficient global de transfert CGT # 0,55 (fine bulle) - He = hauteur de liquide au-dessus des diffuseurs. - Rdt : 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 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 estimé 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 définitifs, 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. III) Rendement des différents dispositif d'insufflation

3.1) Fines bulles


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3.1.1) Membrane - tube DENSITE = 0,85 ml/m2 rendement = 6 % à 8Nm3/ml rendement = 6,1 % à 6Nm3/ml rendement = 6,3% à 4Nm3/ml DENSITE = 2,4 ml/m2 rendement = 7,1 % à 8Nm3/ml rendement = 7,3 % à 6Nm3/ml Pertes de charges totales = 1,50 m au- dessus de la membrane

Nota : Bilan d’exploitation = puissance calculée avec 0,75 m au- dessus de la membrane

3.1.2) Membrane - disque

DENSITE = 1 D/m2 type A avec 5000 trous de 1mm de long rendement = 5 % à 8Nm3/ml rendement = 5,1 % à 6Nm3/ml rendement = 5,3% à 4Nm3/ml DENSITE = 1 D/m2 (1 x 1 m) type B avec 8000 trous de 0,75 mm de long rendement = % à 8Nm3/ml rendement = 5,8 % à 6Nm3/ml rendement = 6,2% à 4Nm3/ml DENSITE = 4 D/m2 (0,5x0,5 m) type A avec 5000 trous de 1mm de long rendement = 6 % à 8Nm3/ml rendement = 6,1 % à 6Nm3/ml rendement = 6,2% à 4Nm3/ml 3.1.3) Membrane - plateau

DENSITE = 0,85 ml/m2 rendement = 6,7 % à 12Nm3/ml rendement = 7 % à 10Nm3/ml rendement = 7,3% à 8Nm3/ml rendement = 7,7 % à 6Nm3/ml rendement = 8 % à 4Nm3/ml débit maxi sur le P = 20 Nm3/h/ml

Pertes de charges totales = 1,50 m au- dessus de la membrane


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Nota : Bilan d’exploitation = puissance calculée avec 0,75 m au- dessus de la membrane le rendement est proportionnel à l'immersion jusqu'à 8 m environ nombre de Flexazur : Q Nm3 / q unitaire P.M : DP230 rendement 5 % / m et 3 Nm3/h unitaire

3.2) Moyennes bulles Vibrair type PM - débit unitaire 1 à 3 Nm3 / h (Pdc : 0,15 à 0,30 mCE type GM - débit unitaire 3 à 8 Nm3 /h ( Pdc : 0,12 à 0,30 mCE) rendement : à 4 m de 8 à 10% - à 8m de 18 à 22 % Pour le type GM prendre : 7 Nm3/h par vibrair rendement de 2,5 à 3,5 % Pdc = 0,50 mCE Dipair débit unitaire : 30 à 60 Nm3 / h ( Pdc à plein débit de 0,300 mCE) rendement pour 8 m : 22 à 26 % capacité de pompage : 150 m3 / h de boue à plein débit d'air ∅ = 250 mm et h = 1500 mm Oxazur ( DR2) débit unitaire = 1 à 2 Nm3 / h (Pdc : 0,20 à 0,50 mCE) rendement en plancher pour 4 m : 10 à 12 % diffusion par une orifice de ∅ =2 à 3 mm corps clippé autour de la nourrice d'air DN 20mm int et 25 mm ext en PVC

3.3) Masse volumique de l'air sec ( ρ)

ρ= PR T×

ρ = masse volumique de l'air sec en Kg / m3 P= P absolue mm CE


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Pn = 760 mmHg = 10330 mm CE = 101,3 KPa Tn = 273 °C T = 273 °C + t°c R = 29,27 ρ à différentes températures : - à 0° C = 1,293 Kg/m3 - à +20° C = 1,20 Kg/m3 - à +40° C = 1,11 Kg/m3 - à +60° C = 1,06 Kg/m3 Variation de la masse volumique de l'air

ρ = ρn x Pa PPn

TnT

+×

∆

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 altitude en m Pa en mCE 0 10,33 500 9,74 1000 9,17 1500 8,63 2000 8,10 3000 7,15

Q = Qn PnP

TT n

× ×°°

Patm en m CE = 10,350186-(0,0014537287*alti)+(0,0000067821492*alti)^1,5 Correction du débit d'air aspiré (exp: Roots à 20°C de l'air aspiré) il faut minorer le débit d'air du construction de ρ20° / ρn (- 7,2%) Correction due à l'altitude: l'altitude se traduit par une diminution du débit normal dans le rapport des pressions atmosphériques:


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3.4) La puissance consommée du surpresseur La puissance consommée des surpresseurs volumétriques est donnée par la formule approchée suivante:

P =3,89 Q log P

PR

R

A

× ×

avec : P = 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

3.5) La puissance absorbée du surpresseur

PP

absn a

m= .

.cosϕ η Pabs = Puissance absorbée aux bornes Pn.a = Puissance nette à l'arbre cosϕ = cosinus de l'installation électrique ηm = rendement du moteur

IV) Calcul des pertes de charge linéaires par frottement L'on partira de la formule de Colebrook ∆H = J x L ∆H = perte de charge linéaire en m CE J = perte de charge en m / ml L = longueur des conduites d'air

J =D

V2g

2

ρ λ× ×

λ = coefficient de perte de charge suivant le diagramme de Moody, fonction du nombre de Reynolds et de la rugosité relative Ks / D Ks = 0,1 x 10 3 m pour conduite en inox ou polypropylène Ks = 0,15 " m " en acier galvanisé


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Ks = 0,20 " m " en fonte Masse volumique de l'air ;

ρ = ρn x Pa PPn

TnT

+×

∆

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 altitude en m Pa en mCE 0 10,33 500 9,74 1000 9,17 1500 8,63 2000 8,10 3000 7,15 Nombre de Reynolds ( détermination de λ) Re = VxD / υ V : vitesse de l'air dans les conditions réelles d'écoulement en m / s D : diamètre de la conduite en m υ : viscosité cinématique dans les conditions réelles de t° et P en m² / s Vitesse réelle d'écoulement V = Vn x (ρn / ρ ) en m / s Viscosité cinématique υ = πt / ρ πt = viscosité dynamique de l'air dans les conditions réelles Viscosité dynamique πt = πtn ( T / Tn )½ x (1 + Cs/Tn) / (1+ Cs/T) Cs = constante de Sutherland =119,4


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V) Calcul des pertes de charge singulières par frottement

∆Hs = ∑Ksi x ρ x V2g

2

vanne à opercule - Ks = clapet Ks = ou 30 à 40 mmCE jusqu'à 70 à 80 mmCE coude 90° Ks = coude 45° Ks = Té à 45° Ks = Té à 90 ° Ks = filtre à air + silencieux = 50 à 60 mmCE

5.1) Fourchette de vitesse en nominal (Nm3 / h) ∅ en mm Vitesse inf en m/s vitesse supérieure en m/s 100 7 10 200 11 16 300 13 19 400 15 21 600 18 25 800 19 27 1000 19 27

5.2) Calcul de la vitesse réelle

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 Exemple = Vn = 10 m/s (conditions normales) T = 100° soit 373 ° kelvin P relative en aval = 7,5m

avec; V = Vn x ( ρn / ρ ) en m / s

avec ; ρ= PR T×

et ρ = ρn x Pa PPn

TnT

+×

∆


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P = Pn + 7,5 m ρ n = 1,29 ρ = 1,63 V = 10 x 1,29/1,63 = 7,9 m/s

5.3) Pression de refoulement La pression de refoulement ou contre-pression, correspond à la pression totale (Pt) Pt = Pst + Pd Pst = pression statique

Pd = pression dynamique (air en mouvement) =ρ x V2g

2

(t° ext et t° aval)

Pour le Roots la pression statique # pression totale VI) Différents type d'appareil de surpression

6.1) Surpresseur Roots (volumétrique) le débit est peu influencé par la pression et est proportionnel à la vitesse de rotation. La puissance absorbée varie un peu près linéairement avec la contre-pression. La contre-pression inférieure à 8 m Ce environ ( maxi 10m). Les modifications de débit sur un surpresseur volumétrique se fait uniquement en faisant varier sa vitesse ( double vitesse, variateur électronique...) Entretien et usure = engrenage et palier + phénomène de pulsation Rdt isothermique: de 0,65 à 4 m, 0,6 à 6m jusqu'à 0,55 à 8 m

6.2) Surpresseur centrifuge soufflante mono ou multi-étage turbo compresseur (Continental Industrie ou Asset) débit influencé par la pression et la vitesse


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Les caractéristiques pression-volume d'une soufflante centrifuge peuvent être modifiées soit par variation de la vitesse, soit par un laminage de l'aspiration au moyen d'une vanne papillon ou d'ailettes ajustables. La soufflante fonctionnera uniquement là où la courbe du système résistant (perte de charge du réseau) coupe la courbe volume-pression. Sa pression développée à vitesse constante variera avec la température et la densité de l'air à l'aspiration. très robuste : entretien au niveau du palier rendement inférieur aux Roots (surtout pour les faibles débits) Problème d'accrochage des soufflantes :

Lorsqu'on met en route une 2ème soufflante identique il faut une courbe soufflante en service plus basse (variation de vitesse , réglage des ventelles), ou descendre la courbe résistante , par une mise partielle à l'atmosphère. Après "accrochage" l'on revient aux conditions initiales de fonctionnement des 2 machines. Problème de "pompage" :

Lorsqu'on fonctionne sur la courbe en un point, où pour une même pression l'on obtient 2 débit différents, l'on assiste à un phénomène d'instabilité appelé "pompage", de plus dans cette portion de courbe une très faible variation de pression se traduit par une forte variation de débit. Cette zone est à éviter. Des dispositifs sont proposés par les constructeurs appelés "système anti-pompage". Consultation : Dans les consultation, il y a lieu d'être attentif aux points suivants : - le divergent (récupération d'une fraction de la pression dynamique) doit être fourni par la constructeur - préciser que ce qui nous importe c'est la pression statique et non une pression totale - la vitesse de sortie du divergent doit être préciser par le constructeur (inférieure à 20 m / s) - préciser au constructeur les pressions dynamique et statique après divergent.

6.3) Compresseur à vis


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appareil volumétrique surpression de 0,8 à plusieurs bars rendement excellent entretien élevé VII) Caractéristiques de l'amenée d'air dans le salle des surpresseurs type roots - Puissance rayonnée par les groupes de surpression = Prg en kW Prg = 13% de la puissance consommée - Puissance rayonnée par les tuyauteries = Prt en kW Prt = estimée à 5% de la Pabsorbée - Débit nécessaire pour l'évacuation de cette puissance thermique totale , avec une élévation de 10°C = (Prg+Prt)x 3600 s / 1,005 kj/kg.Cx 10°C en Kg/h soit en m3/h d'air à évacuer à 30°C = 1,16 kg/m3 = Q tot ev - Q à évacuer = Qtot ev - Q surpresseur - Q d'extraction de la salle

VIII) Calcul des ROOTS

Q = Qn PnP

TT n1

1× ×°°

en m3/h

ρ = ρn x PPn

TnT

1

1×

- débit de fuite = q = 60 x f x (10197 x ∆P(bar)/ρ1)0,5 - Volume engendré = Ve = Q + q - Vitesse de rotation Nt/mm= Ve x 1000/ 60x C ( C= cylindrée de l’appareil) - Puissance absorbée à l’arbre = Pa (kw) = 1,766 x ∆P x Ve / 60 Rdt courroie = 0,95 Rdt moteur = 0,90 ∆P en bar Ve en m3/h - Echauffement dû à la compression =∆t ∆t = 13,6 x Pa (kw) x 60 / ρ1 x Cp x Q1 ρ1 en kg/m3


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Cp chaleur spécifique de l’air = 0,24 Q1 en m3/h

Liste des fabricants d'aérateurs

TMI ROEDIGGER

INVENT KRUGER

AQUASYSTEM HUBER HUBAIR HUBERT

OXYFLEX PORVAIR

SOAF SIMCAR COSME

SEMBLEX ENVICON

FRANCEAUX

DEGREMONT OTV

COFIDO PASSAVANT

STEREAU BIWATER

OSWALD SCHULZE PEME-GOURDIN

JONCOUR MESSER

DORR-OLIVIER MANNESMANN

AQUATECHNIQUE STAHLER

EUROPELEC

FLYGT GVA MTS

NOPON OY UDATI

PASSAVANT RMU

SULZER SABLA

SYSTEM S&P FRINGS LANDIA

OTT SYSTEM WOW

MASS TRANFER INTERNATIONAL AGA

AIR PRODUCTS BOC

AEROFLEX R et O DEPOLLUTION

FRANCE ASSAINISSEMENT DIDIER FILTER TECHNIK

LINDE AERATION INDUSTRIES INTERN.

SISTAG ABSPERRTECHNIK SCHUMACHER

FUCHS GAS AIR LIQUIDE SUPRAFILT


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ANNEXE 2 - Dimensionnement du traitement physico-chimique du

phosphore

1. - TAC CONSOMME ( exprimé en CaCO3 par g de FeCl3 pur injecté) 0,92 g de CaCO3 consommé par g de FeCl3 pur injecté 7,14 g de CaCO3 consommé par g de N à nitrifier 3,57 g de CaCO3 récupéré par g de N-NO3 dénitrifié

2 - TAUX D'INJECTION DU FER Fe = 56g et P = 31 g avec le rendement exprimé = X % par exemple = 60 % et non 0,60 Plage de validité = Rdt de 10 à 97 % Psol dont il est question est le Psoluble Psol effluent = 80 à 85 % Pt effluent brut (ou arrivant sur le réacteur biologique) P assimilé = 2,5 % Masse de boues en excès exprimée en MV ( cas sans traitement biologique du phosphore) P assimilé + accumulé = 4 à 5 % Masse de boue en excès exprimée en MV ( cas d'un traitement biologique du phosphore) Pt effluent traité = Norme de rejet = P soluble eff traité + P insolubleeff traité P insoluble effluent traité = % . MES sortie ( X = 1,5 ou 3 à 4,5 %)

Psol rejet = Norme de rejet - Prejet particulaire

% P insoluble effluent traité = 100x ( Ptot entrée - Psol sortie) / Production totale de boues en excès

Rendt appliqué =Pass−

−−

bioréacteur effluent soluble

reparticulairejet assbioréacteur effluent soluble

PP+rejet NormeP P


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rapport molaire FeP

=β sera fonction du rendement exigé

et ce rapport molaire s'applique : sur le P entrée = Psoluble effluent brut - Pass

3 - REACTIFS USUELS UTILISES

FeCL3 FeCL3 technique à 598 g/l de FeCL3 pur Densité = 1,42 soit 206 g/l de Fe dans le produit technique - type KemRO PIX 111 (produit très pur) FeCl3 = 37 à 38 % soit 515 à 530 g/l, Fe3+= 178 à 183 g/l, d à 20°C = 1,39 à 1,395, pH = 1 (couleur brune) PIX 113 (produit moins pur) FeCl3 = 39,5 à 40,5 % soit 560 à 577 g/l, Fe3+= 192 à 200 g/l, d à 20°C = 1,41 à 1,425, pH=1 (couleur brune) - type Atochem FeCl3 = 41%, soit 1,45 x 0,41 = 594 g/l - à 560 g/l ,et 193 g/l de Fe ( pt de cristallisation = - 44°C) densité à 25°C = 1,45 FeCl3+ NaH2PO4 ⎢ FePO4¬ + NaCl + 2 Hcl Rapport stoechiométrique ; moles Fe / P = 1/1 Poids Fe / P = 1,8 / 1 Poids FeCl3 / P = 5,2 / 1 Poids FeClSO4 / P = 6/1

CLAIRTAN - Type KemRo

Quantité de Fe injecté = (Psol entrée-Pass) x 1,8 x rapport molaire FeP


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Fe 185 à 195 g/l et 12,5 %, densité à 20°C = 1,52, congelation à -10°C - Type Thann & Mulhouse un seul clairtan, gèle à -20°C , densité à 20°C = 1,48 et 180 g/l de Fe pH=1 (couleur brun-rouge) FeClSO4 + NaH2PO4 ⎢ FePO4¬ + NaCL + 2 H2SO4

SULFATE FERREUX - type KemRO FeSO4, 7H2O = 92 à 96 % ( poudre cristallisée de couleur verte très hydroscopique ) Fe= 19,2 % , pH = 2,5 à 2,8 (solution à 10%) solubilité à 20°C = 480 g/l deFeSO4,7H20 et 90 g/l (saturation) densité à 20°C à saturation = 1,24 (valeur fournisseur) valeur théorique sur produit pur : solubilité à 20°C = 391g/l deFeSO4 ,7H20 et densité = 1,2 solubilité à 10°C = 331g/l deFeSO4, 7H2O et densité = 1,165 densité de 900 kg/m3 et teneur en Fe de l’ordre de 19 % soit 171 g/l Une partie du fer est oxydée en Fe3+; l’autre partie réagissant avec les orthophosphates selon l’équation ; 3 FeSO4 + 2 NaH2PO4 ⎡ Fe3 (PO4)2 ¬ + Na2SO4 + 2 H2SO4

Moles Fe / P = 3 / 2 Poids Fe / P = 2,7 / 1 Poids Fe SO4, 7H2O / P = 13,5 / 1 Ph optimal enrre 7 & 8

SULFATE FERRIQUE Fe(SO4)3

4. - PRODUCTION DE BOUES PHYSICO-CHIMIQUES Boues = FePO4 + Fe(OH)3 Qt de Fe intervenant dans FePO4 =( P à éliminer) x 56 / 31


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masse de FePO4 = Qt Fe x 151/56 = Qt Fe x 2,7 masse de FePO4 = Pt à éliminer x 151 / 31 Qt de Fe intervenant dans le Fe(OH)3 = Qt de Fe injecté - Fe de FePO4 Qt de boue Physico-chimique = FePO4 + Fe(OH)3

5 - QUANTITE DE REACTIF A INJECTER

avec : - volume de réactif en l / jour - concentration en fer en g/l x 10−3 - Quantité de Fer à injecter en kg / jour

volume de réactif = Feren ion concentrat

injecter àFer de Quantité


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ANNEXE 3 - BILAN TAC AVEC LE TRAITEMENT DE L'AZOTE ET DU PHOSPHORE

1) Rappel des unités employées

- Milliéquivalent par litre : meq/l Quantité d'électrolyte dissoute dans un litre de solution égale au millième de l'équivalent-gramme. 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

2) CONSOMMATION ET RESTITUTION D'ALCALINITE 2.1) 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.

2.2) Dénitrification

Le processus de dénitrification (réduction des nitrates en azote gazeux) basifie le milieu, apporte une certaine alcalinité.


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1 mg/l de N-NO3 restitue 3,55 mg/l de CaCo3 ou 0,071 meq/l.

2.3) 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) STABILITE DU PH DANS LE REACTEUR ET SUR L'EAU TRAITEE

La chute du pH a pour conséquence : - diminution substantielle de l'activité des bactéries nitrifiantes - défloculation 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.

4) BILAN TAC ENTREE/SORTIE SUR UNE STATION DE TRAITEMENT 4.1) Traitement de l'azote seul

Volume effluent brut = 600 m3/j TAC sur effluent brut mesuré = 28° F Concentration CaCo3 = 280 mg/l Quantité CaCo3 = 168 kg/j Quantité d'azote nitrifié = 38 kg Consommation CaCo3 = 38 x 7,1 = 270 kg/j Quantité d'azote dénitrifiée = 36 kg Restitution de CaCo3 = 3,55 x 36 = 128 kg/j CaCo3 consommé = 142 kg/j 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

4.2) Traitement de l'azote et du phosphore


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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

exemple de calcul d'une filiere de traitement biologique ... · exemple de calcul d'une...

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