Exemple De Calcul D Une Filiere De Traitement

Transcription

MASTERE EN MISEA
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
ENGEES- 19.11.2006
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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CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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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CALCUL_06
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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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CALCUL_06
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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 :
- Débit d’eaux claires (parasites) :
- Débit du rejet vinicole :
1650 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
5
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
MVS = ?
NTK = 165 kg/j
N-NH4 = ?
Ptotal : 44 kg/
1.3) Synthèse des régimes hydrauliques
Domestique :
nocturne :
diurne :
pointe :
22h - 6h (8h)
8h et 22h (10h)
3 x 2h = (6 - 8h / 11h - 13h / 19h - 21h)
pour les gens proches
effluent vinicole :
Q diurne :
durée = 8h sans pointe
10h avec pointe
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)
6
CALCUL_06
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Qpte EU = 145 m3/h
1650 − (6 x145 + 10 x69)
Qnocturne EU → Q =
=11m3 / h
8
Qdiurnetotal =69m3 / h +
Q po int etotal = 145 +
1000 390
+
= 127m3
24
24
1000 390
+
= 236 m3 / h
24
8
Qnocturnetotal = 53m3 / h
2) DIMENSIONNEMENT DU PRETRAITEMENT
2.0) Dimensionnement de la bâche de relevage
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
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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CALCUL_06
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Puissance absorbée aux bornes moteur
Pborne = HMT . 9,81 .
Q m3 / s
ηpompe xηmoteur
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 :
S=
Qp(m 3 /s)
(ou Qmax / h quand il existe)
V.O.C
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
8
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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'epaisseur des barreaux sera prise égale à 10 mm.
Avec ces valeurs conseillées on obtiendra :
O =
15
= 0,60 (nb sans unité)
10 + 15
et
Qp (m 3 / s)
Qp (m 3 / s)
=
en m
S =
0,6 m / s . 0,6 . 0,5
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 =
t
= Lo
sin α
Dans le cas du dégrilleur courbe :
α = 29,5° donc sin α = 0,44
On obtien alors :
Lo =
t
0, 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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CALCUL_06
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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.
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
RH = Sm/Pm
= 2t x lc
RH =
avec Sm = surface mouillée = T x lc et Pm = périmètre mouillé
0,15x 0,5
= 0,0938
0,50 + 2x 0,15
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
10
CALCUL_06
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Donc pour la caniveau : t maxi = 12 cm
Q = 285 m3/h
lc = 0,5 m
L mouillée :
Qm3 / s
280
=
= 0,2m²
3600x1,31x 0,6x 0,5
VQC
O=
15
= 0,6
10 + 15
C = 0,50
longueur mouillée =
lo
t
0,44
= 0,27 m
L
t
L arg eur commerciale >
160 m3 / h
0,2
S
=
x 0,44 =
0,27
Lo 3600x 0,18x 0,12
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
11
CALCUL_06
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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
50 m/h
Ø 2,5 m
pour les graisses :
* SmTS = 127 = 13 m²
10m/h
Vol mTS = 42 m3
* Spts = 240 = 16 m²
15m/h
Vol pts = 60 m3
* S maxi = 280 = 10 m²
30
Vol = 46 m3
(V = Q x TS)
Graisse - temps de séjour :
Q mTS = 10 m/h
Q pts = 15 m/h
Q max = 30 m/h
ts = 20' (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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CALCUL_06
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Aeroflot :
S
graisses
Sortie graisse
V
air soufflé
sable
extraction
On récupère 80 à 90 % des graisses flottantes, mais que 15% à 20% des
graisses totales.
Eviter la
variation de
charge
SH
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 :
L dev = 0,564 .
Q
h 3/ 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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5
1
2
6
3
4
Aération
Graisses d'
alimentation
Traitement
biologique
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 :
Rendement
d’élimination
Part
récupérer par
flottation
DCO
6 à 10%
Lipides
15 à20 %
MES
15 à 20%
MVS
35%
20 à 50 %
20 à 50 % des
de la DCO
lipides
piègée
piègées
2 à 5 % de la 4 à 10 % des
DCO entrée 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%
14
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
- 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.
15
CALCUL_06
DBO5 = 5,4 ;
NTK
ENGEES- 19.11.2006
DBO5 = 20
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
pour l’apport en DBO5 (charge brute)
c'est 60 g/eq.hab
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
DBO5
pour domestique : ⇒ 67 à 70 % de MVS.
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
16
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
[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
Xan = 20 mg/l
NGL ≤ 15 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 :
DBO5 :
NGL, Ptot :
24/an
12/an
6/an
3
2
1
Nombre imposé
% de conformité : 87 %
% de conformité : 83 %
% de conformité :83 %
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 95% = X + 1,645σ
le coefficient de variation étant :
17
CALCUL_06
V=
ENGEES- 19.11.2006
σ
x
X 95% = X(1 + 1,645.V)
Pour les autres probabilités avec P= F(u p ), voir tableau ci-après :
P
u
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
Pour une probabilité de 80 % nous avons :
X 80% = X + 0,8416.σ
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
avec σ = Xmoy.V
X 87 % = X moy + 1,096 x 0,48 Xmoy
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)
18
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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...
19
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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 :
20
CALCUL_06
-
ENGEES- 19.11.2006
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/j
DBO5
MVS
NTK
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(
potentiel rédox et permettre la nitrification.
On fait rentrer l'effluent en brassant.
fondamental) pour monter le
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.
21
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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.
22
CALCUL_06
Objectif de qualité
Niveau de rejet
ENGEES- 19.11.2006
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.
Sur volume // traitement Pt
Filière boue sur PBb + PBpc
Evaluation pollution de retour en tête
DBO5, MES, NTK
Diagramme de calcul du dimensionnement
23
Besoin en O2 en
pointe et en jour
Puissance absorbée
Conditions de
brassage
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
Chronologie dans le dimensionnement :
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
Production de boues biologiques et phsyco-chimiques – (hypothèses Cm)
Clarificateur - choix IM - Sa / Sr
Zone de contact ou de biosorption
Age de boue - masse boue système (volume du réacteur)
Avec ou sans zone d'anoxie
Besoin en oxygène – capacité des équipements d’aération
évaluation de l’efflent traité (DCOsortie, DBO5sortie, MES sortie)
Traitement des boues – épaississement et déshydratation
stockage des boues désydratées.
Hypothèse N°1 : Cm ≤ 0,12 kg DBO5/kg MVS/j
Cm =
DBO5
DBO5
=
Masse de boue MV Ax( BB + BψC)
Masse boues système
Boues en excès
Nota : on fait des hypothèses pour lancer les calculs ⇒ itération =
calculs en boucles
Age desboues =
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
BψC
PBBio = Matières inertes + biomasse hétérotrophe + bioamasse
autotrophe
Bbbio = matières minérales+MV non biodégradables+K x DBO5 éliminé+ K'xNNH4 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
24
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
* 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
25
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
BB + BψC
(calcul en boucle)
⇒ Par hypothèse : % P insoluble = 4 %
Psol rejet =
MES sortie =
1,4 mg/l
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
26
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
Rendement
P
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.
= 79 %
Rdt = Psol entrée – Passimilé – Psol sortie = 15
Psol entrée – Passimilé
39 - 20
β ⇒ 1,76
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
27
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
Bψc = 136 kg MS = MES minérales
790 kg MV
⇒ 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
zone
d'épaississement
zone de stockage
Qm 3 / h
Surface de clarification : S =
Ch (charge hydraulique ) en m3/m2.h est
Ch
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
28
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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 :
Eau
clarifiée
Zone de mélange
(brassage)
Zcontact
réacteur
QRZC
Mesure
de IM
(proche de Sa)
Boues
dégaz.
Clarif.
boues
extraction
pompe
-QRZC Recirculation (4et10g/l)
(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 =
VD30
( ml / g)
Concentration MES
Conc. MES ⇒
éprouvette 1 l
VD30
t=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 ?
29
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
⇒ 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.
30
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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 trouée
Interdépendance
Réacteur
clarif.
Brassage
dissociés : le must
Surpresseur
Insufflation
d'air
Si on a moins d'argent, on peut mettre soit une turbine :
soit des brosses
31
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
32
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
flux piston ou mélange intégrale
Le traitement du phosphore va aussi plomber « légèrement » les boues.
Pour PT ⇒ IM - 10 %
Le réacteur :
a)
ZC
Zone
anox
zone
Aération
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
- Ch = - 1,353 + 12,06 / LN (IM) ⎪
pour MES sur effluent traiteé = 30mg/l
Nota1 : valeur CEMAGREF ⎪ Ch = 2,56 x exp (-0,00193 x Vc)
Avec Vc = Volume corrigé = Sa x Ib
Nota2 : Charge hydraulique obtenue selon l’approche ATV A131
3
2
- pour un clarificateur horizontal, avec Ch m /m /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
33
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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=
DBO5
= 2600 m3 ( à affirmer par ité ration)
Sa x % MVxlm
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
34
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
35
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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 )
36
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
Ts en mn
inf à 0,065
140
0,065
120
0,09
100
37
0,15
80
0,4
50
0,7
30
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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 :
ZC
Zanox
Zaer
Q
38
RZC
dégaz.
C la rif.
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
⇒ On prend une charge DCO / g boue = 120 mg/g.
QRZC =
[DCO]assimilablebrute xQpts = 0,35 x544 x240 = 42m3 / h
ch arg e DCO x Sr
VZC = avectc = 152mn → Vol zc =
120 x9
240 + 42
x12'#60m3
60
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
39
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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/l
Goutte d'eau
EB
arrive 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 =
NH4 rejet
NTK entrée – Nassimilé - Nsol-organique-refractaire- NMES-refractaire – N-
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)
40
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
Tempsdenitrif =
102 x1000
= 12,6h
2300 x 4,5 x0,65 x1,2
Temps de dénitrification = 24 - temps de nitrification - temps de
consommation O2
41
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
bassin unique)
Temps dedénitrification=
( cas du
69 x10 3
= 6,4h
1,6 x 2300 x 4,5 x0,65
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
42
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
Cinétique de dénitrification en bassin unique avec dissociation et zone
d ’anoxie
Cinétique de dénitrification en bassin unique sans dissociation et sans
zone d ’anoxie
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
43
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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.
Le.
b' SV 4.53.NTK
QO2pointe
= a'
. QpTS +
+
.QpTS
(horaire)
QjTS
24
QjTS
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
44
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
- 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 :
débit d' air :
Qo 2 /h
Rdt x CGT x O 2 g/m 3 x He
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 :
45
CALCUL_06
-
-
ENGEES- 19.11.2006
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 )
ρ=
P
R×T
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 + ∆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
PxV = NRT soit :
PxV/T = Pn x Vn / Tn
V = Vn x
Pn
T
×
Pn + ∆P Tn
46
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
47
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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)
48
CALCUL_06
-
ENGEES- 19.11.2006
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
49
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
50
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
ANNEXES
51
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
52
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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 - Cx
Cs10 × 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
53
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
∆Cs
0,45
0,39
0,33
0,28
0,24
0,21
0,18
t°C
1
5
10
15
20
25
30
Kp = correction de pression atmosphérique en fonction de l'altitude
à0m
à 100 m
à 200 m
à 300 m
à 400 m
à 500 m
à 600 m
à 1000 m
à 1500 m
à 2000 m
à 3000 m
Kh =
Kp = 1
Kp = 0,988
Kp = 0,975
Kp = 0,963
Kp = 0,952
Kp = 0,940
Kp = 0,928
Kp = 0,882
Kp = 0,829
Kp = 0,778
Kp = 0,688
Patm + 0,4 × He
Patm
- 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 =
1,024
t ° -10 ° C
3) Capacité d'oxygénation en conditions standard (rappel)
CAP.OX = Kla x Cs
Kla en
-1
h
en Kg O2 / h . m3 de bassin
est le coefficient global de transfert d'oxygène
54
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
Kla10 Cs10 Pan + zHe
×
×
Klat
Cst Pal + zHe
10 − t °
Kla10 = Klat x
1,024
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) x
V
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
3
3
0, 300g / m × QN m / h
Q = débit d'air insufflé en Nm³/h
300 g d' O2 / m³ d'air en condition normale
55
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
II) Calcul du débit d'air (Insufflation d'air)
débit d'air :
Qo2 / h
Rdt x CGT x O2 g / m 3 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 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
56
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
Pertes de charges totales = 1,50 m au- dessus de la membrane
Nota : Bilan d’exploitation = puissance calculée avec 0,75 m audessus de la membrane
3.1.2) Membrane - disque
DENSITE = 1 D/m2 type A avec 5000 trous de 1mm de long
DENSITE = 1 D/m2 (1 x 1 m) type B avec 8000 trous de 0,75 mm de long
rendement = % à 8Nm3/ml
DENSITE = 4 D/m2 (0,5x0,5 m) type A avec 5000 trous de 1mm de long
3.1.3) Membrane - plateau
DENSITE = 0,85 ml/m2
débit maxi sur le P = 20 Nm3/h/ml
Pertes de charges totales = 1,50 m au- dessus de la membrane
57
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
Nota : Bilan d’exploitation = puissance calculée avec 0,75 m au- dessus
membrane
de la
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=
P
R×T
P= P absolue mm CE
58
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
Pn
T
altitude en m
0
500
1000
1500
2000
3000
Q = Qn ×
Pa en mCE
10,33
9,74
9,17
8,63
8,10
7,15
Pn T°
×
P T° 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:
59
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
3.4) La puissance consommée du surpresseur
La puissance consommée des surpresseurs volumétriques est donnée par la
formule approchée suivante:
3,89 × Q × log
P=
PR
PA
R
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
Pabs =
Pn.a
cos ϕ .η m
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
λ
V2
J =ρ× ×
D 2g
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
60
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
Ks = 0,20 "
m
"
en fonte
Masse volumique de l'air ;
Pn
T
altitude en m
0
500
1000
1500
2000
3000
Pa en mCE
10,33
9,74
9,17
8,63
8,10
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
61
CALCUL_06
V) Calcul des pertes de charge singulières par frottement
ENGEES- 19.11.2006
V2
∆Hs = ∑Ksi x ρ x
2g
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
100
200
300
400
600
800
1000
Vitesse inf en m/s
7
11
13
15
18
19
19
vitesse supérieure en m/s
10
16
19
21
25
27
27
5.2) Calcul de la vitesse réelle
avec;
V = Vn x ( ρn / ρ ) en m / s
avec ;
ρ=
P
et ρ = ρn x Pa + ∆P × Tn
Pn
T
R×T
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
62
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
V2
Pd = pression dynamique (air en mouvement) =ρ x
(t° ext et t° aval)
2g
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
63
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
64
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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 ×
ρ = ρn x
Pn T1 °
×
en m3/h
P1 T° n
P1
Pn
×
Tn
T1
- 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
65
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
66
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
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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 %)
% P insoluble effluent traité = 100x ( Ptot entrée - Psol sortie) / Production
totale de boues en excès
Psol rejet = Norme de rejet - Prejet particulaire
Rendt appliqué =
P
soluble effluent réacteur bio
P
− Pass − Norme rejet + Prejet particulaire
soluble effluent réacteur bio
67
− Pass
CALCUL_06
rapport molaire
ENGEES- 19.11.2006
Fe
= β sera fonction du rendement exigé
P
et ce rapport molaire s'applique :
sur le P entrée = Psoluble effluent brut - Pass
Quantité de Fe injecté = (Psol entrée-Pass) x 1,8 x rapport molaire
Fe
P
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, Fe
183 g/l,
d à 20°C = 1,39 à 1,395, pH = 1 (couleur brune)
3+
= 178 à
PIX 113 (produit moins pur) FeCl3 = 39,5 à 40,5 % soit 560 à 577 g/l, Fe
192 à 200 g/l, d à 20°C = 1,41 à 1,425, pH=1 (couleur brune)
3+
=
- 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
68
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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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CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
volume de réactif =
Quantité de Fer à injecter
concentration en Fer
avec :
- volume de réactif en l / jour
−3
- concentration en fer en g/l x 10
- Quantité de Fer à injecter en kg / jour
70
CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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'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
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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CALCUL_06
ENGEES- 19.11.2006
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
168 kg/j
Quantité CaCo3 =
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
72
CALCUL_06
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
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ENGEES- 19.11.2006

Exemple De Calcul D Une Filiere De Traitement

Transcription

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