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CONCEPTION D’UNE USINE DE FILTRATION
PARTIE I
GCI 720 Conception des usines de filtration
Partie I
Remis à
M. K. Subba Narasiah
De
Frédéric Rondeau Vincent Boucher Sophie Rousseau
Mélanie Cyr René Villacis
10 octobre 2006 Faculté de Génie
III
TABLE DES MATIÈRES 1. INTRODUCTION.................................................................................................................. 4 2. DONNÉES DE BASE............................................................................................................ 5 3. ESTIMATION DE LA POPULATION................................................................................ 7
3.1 Estimation basée sur la croissance arithmétique .............................................................. 7 3.2 Estimation basée sur la croissance géographique ............................................................ 8 3.3 Estimation logistique........................................................................................................ 9 3.4 Analyse comparative ...................................................................................................... 10
4. DÉBIT DE CONSOMMATION.......................................................................................... 12
4.1 Estimation de la consommation en eau potable ............................................................. 12 4.2 Capacité nominale de l’usine ......................................................................................... 13 4.3 Réserve en eau................................................................................................................ 16
5. PRISE D’EAU...................................................................................................................... 17
5.1 La grille à barreaux ........................................................................................................ 17 5.2 La conduite d’amenée .................................................................................................... 19
6. DEGRILLEUR EN AMONT DU POSTE DE POMPAGE ................................................ 21 7. STATION DE POMPAGE .................................................................................................. 23
7.1 Fonctionnement des pompes .......................................................................................... 23 7.2 Type de pompe ............................................................................................................... 24
8. COAGULATION................................................................................................................. 25
8.1. Chimie de la coagulation............................................................................................... 25 8.2 Dosage du sulfate de fer ................................................................................................. 27 8.3 Entreposage du sulfate de fer ......................................................................................... 28 8.4 Silice activée .................................................................................................................. 29
9. FLOCULATION.................................................................................................................. 32
9.1 Conception des floculateurs ........................................................................................... 32 9.3 Dimensionnement des floculateurs ................................................................................ 32 9.4 Dimensionnement des stages ......................................................................................... 33
Annexe A.................................................................................................................................. 35 Annexe B.................................................................................................................................. 36 Annexe C.................................................................................................................................. 37 Annexe D.................................................................................................................................. 38 Annexe E .................................................................................................................................. 40
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1. INTRODUCTION
Dans le cadre du cours de conception des usines de filtration, nous avons eu comme
mandat la conception d’une usine de filtration à Sherbrooke, une municipalité des Cantons de
l’Est.
L’analyse des concentrations offertes par l’eau de la rivière sera effectuée afin de
respecter les nouvelles normes émises par le Ministère de l’Environnement et de la Faune.
Ainsi, cette étude permettra la conception du traitement des eaux brutes et procurera ainsi un
approvisionnement en eau potable pour la population, pendant les quinze prochaines années.
Ce rapport préliminaire est divisé en trois parties. La première partie sera question des
aspects statistiques concernant la population et la consommation. En ce qui concerne la
deuxième partie, elle sera relative à la conception des différentes unités hydrauliques du
prétraitement. Finalement, la troisième partie concernera la décantation, la filtration, la
coagulation et la floculation.
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2. DONNÉES DE BASE
Les données nécessaires pour concevoir une usine de filtration pour la municipalité de
Sherbrooke seront présentées dans ce chapitre.
Tout d’abord, selon les registres statistiques, la population de la municipalité est de
152 000 habitants en 2005; en 1985 et en 1965, la population était de 86 000 habitants et
61 000 habitants respectivement. Aussi, la consommation moyenne de la municipalité en eau
potable, en 1999, est résumée dans le tableau 2.1 : Consommation moyenne quotidienne.
Tableau 2.1 : Consommation moyenne quotidienne
Consommation Débits Consommation domestique 200 L/J/hab. Consommation industrielle 200 L/J/hab. Consommation publique 150 L/J/hab. Consommation commerciale 150 L/J/hab.
De plus, selon une étude de faisabilité, la prise d’eau est située à environ 110 mètres
de l’usine de filtration prévue. La qualité de l’eau brute est donnée par les analyses qui sont
présentées dans le tableau 2.2 : Analyse des eaux de la rivière.
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Tableau 2.2 : Analyse des eaux de la rivière
Paramètre Concentration Normes de qualité Couleur (unité de couleur) 38 < 15 Turbidité (NTU) 25 < 1 pH 7,00 Conductivité 400 µs/cm Dureté 380 mg/L ≈ 100 mg/L Sulfate, S04
-2 134 mg/L Chlorure, Cl- 7,10 mg/L < 200 mg/L Bicarbonate, HCO3
-1 305 mg/L Calcium, Ca++ 120 mg/L Magnésium, Mg2+ 62,5 mg/L Sodium, Na+ 752 mg/L Potassium, K+ 32 mg/L Fer total 2,1 mg/L 0,3 mg/L Manganèse, Mn++ 1 mg/L 0,05 mg/L Solide dissous 500 mg/L < 500 mg/L Sulfures, H2S 0,05 mg/L 0,05 mg/L Zinc, Zn 3,5 mg/L < 5 mg/L Nitrates, NO3 12 mg/L < 0,001 mg/L Phosphates, PO4 1,5 mg/L < 0,8 mg/L Fluorure, F 1,0 mg/L 1,5 mg/L Trihalométhanes 0,15 mg/L 0,35 mg/L Cuivre, Cu 1,0 mg/L < 1,00 mg/L Phénols 0,005 mg/L < 0,002 mg/L
D’après ce dernier tableau, l’eau de la rivière est trop colorée sûrement due à la
présence d’acide organique. Elle présente aussi beaucoup de turbidité due à la présence de
matière en suspension. De plus, cette eau présente une forte dureté occasionnée par une
concentration élevée en ions Ca2+ et Mg2+. Cette eau contient également de fortes doses en
nitrate ce qui peut être nuisible pour la santé des nouveau-nés. Il y a aussi dans cette eau une
trop grande concentration en fer, en manganèse, en phosphate ainsi qu’en phénols. Ainsi,
cette eau sera traitée afin qu’elle puisse être potable et répondre par le fait même aux
exigences du Ministère de l’Environnement et de la Faune.
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3. ESTIMATION DE LA POPULATION
Les ouvrages de génie civil dans le domaine de la distribution et de la collecte des
eaux en milieu urbain doivent pouvoir répondre aux besoins de la population pendant une
certaine période. Ainsi, ce présent chapitre portera sur les différents aspects relatifs à
l’estimation de la population desservie ainsi que les méthodes utilisées pour l’évaluation de la
population. Les modélisations statistiques de la croissance de la population adoptée sont les
suivantes :
• Estimation basée sur la croissance arithmétique
• Estimation basée sur la croissance géographique
• Estimation logistique
Les données de la population qui figurent au tableau 3.1 serviront de base pour estimer
la population jusqu’en 2020. Tableau 3.1 : Données de la population
Année Population 1965 61 000 1985 86 000 2005 152 000
3.1 Estimation basée sur la croissance arithmétique La croissance d’une population P est dite arithmétique lorsque le taux de croissance,
dP/dt, de cette population est constant, c'est-à-dire que :
1212
ttPPK a −
−=
soit ∫ ∫=2
1
2
1
P
P
t
t
a dtKdP
d’où 12122 )( PttKP a +−=
où P = population
t = temps
Ka = constante de la croissance arithmétique
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12501965198561000860001 =−
−=aK
330019852005860001520002 =−
−=aK
En employant le taux d’accroissement de population le plus récent, on obtient donc pour
l’année 2020;
tshabiP tan201500152000)20052020(33002 =+−=
Tableau 3.2 : Estimation de la population par la méthode arithmétique
Année Population 1965 61 000 1985 86 000 2005 152 000 2020 201 500 2030 234 500 2045 284 000
3.2 Estimation basée sur la croissance géographique La croissance d’une population P est dite géographique lorsque le taux de croissance,
dP/dt, de cette population est proportionnel à la population, c'est-à-dire que :
PKdtdP g=
soit ∫ ∫=2
1
2
1
/P
P
t
t
g dtKPdP
d’où )(lnln 1212 ttKPP g −=−
où Kg est la constante de la croissance géométrique
Avec les données disponibles les plus récentes, celles de 2005 et 1985
02848.01985200586000ln152000ln =−
−=Kg
Estimation de la population en 2020
152000ln)20052020(02848.0ln 2 +−=P
tshabiP tan2329982=
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Tableau 3.3 : Estimation de la population par la méthode géométrique
Année Population 1965 61 000 1985 86 000 2005 152 000 2020 232 998 2030 309 760 2045 474 825
3.3 Estimation logistique
Cette méthode d’estimation est basée sur l’hypothèse selon laquelle la croissance de la
population comporte trois périodes distinctes avant que celle-ci n’atteigne son maximum : un
départ lent suivi d’un accroissement rapide, puis d’une croissance de plus en plus ralentie au
fur et à mesure que la population tend vers la saturation. Ainsi, trois populations sont choisies
soit : P1 correspondant à la période de croissance lente, P2, à la période de croissance rapide et
P3, à la période dont la croissance est à taux décroissant.
Le choix des populations a différé que celles des autres méthodes dues
l’invraisemblance des résultats occasionnés par les populations initiales. Ainsi, avec les deux
dernières populations, nous avons retiré trois choix de population soit l’une entre la 2e et la
dernière que nous avons déterminée avec la méthode arithmétique.
Estimation de la population en 1995 avec la méthode arithmétique
33001985200586000152000
12
12 =−−
=−−
=ttPPKa
1190003300*10860001995 =+=enPopulation
Le calcul de la population Pn au temps tn s’effectue à l’aide de l’équation suivante :
nbtn ae
SP +=1
où
saturationdepopulationPPPPPPPPPS =−
+−= 2231
3122321 )(2
1
1)(ln PPSa −=
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⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
−−= )(
)(ln112
21
PSPPSP
nb
tn = temps écoulé depuis le début de la croissance logistique
Ainsi, pour les données suivantes :
P1 = 86 000 habitants en 1985
P2 = 119 000 habitants en 1995
P3 = 152 000 habitants en 2005
n = 10
Les résultats obtenus sont :
S = 238 000
a = 1.767
b = -0.057
Tableau 3.4 : Estimation de la population par la méthode logistique
Année Population 1965 61 000 1985 86 000 2005 152 000 2020 191 813 2030 209 464 2045 224 957
3.4 Analyse comparative
Le tableau et la figure ci-après récapitulent les données retrouvées par les différentes
méthodes d’analyse.
Tableau 3.5 : Comparaison des différentes méthodes d’estimation de population
Méthode Méthode Méthode Année arithmétique géométrique logistique
1965 61 000 61 000 61 000 1985 86 000 86 000 86 000 2005 152 000 152 000 152 000 2020 201 500 232 998 191 813 2030 234 500 309 760 209 464 2045 284 000 474 825 224 957
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0
50 000
100 000
150 000
200 000
250 000
300 000
350 000
400 000
450 000
500 000
1960 1970 1980 1990 2000 2010 2020 2030 2040 2050
Temps (années)
Popu
latio
n (h
abita
nts)
arithmétique géométrique logistique
Figure 3.1 : Prévision de la population à partir des différentes méthodes
La figure ci-dessus présente les tendances de la population future selon les trois
approches étudiées.
La méthode d’estimation basée sur la croissance arithmétique convient surtout dans le
cas de villes établies depuis longtemps dont le développement s’est stabilisé, ce qui est le cas
pour les agglomérations agricoles. Puisque la municipalité à l’étude est surtout urbaine, cette
méthode d’estimation demeure non réaliste.
La méthode d’estimation basée sur la croissance géographique présente une
surestimation irréaliste. En effet, une croissance géométrique n’a lieu que pendant une courte
période qu’on peut effectuer qu’une estimation à court terme avec ce type de méthode ce qui
ne s’apparente pas à notre situation.
La méthode logistique est une méthode à long terme qui repose sur l’hypothèse selon
laquelle la croissance de la population comporte trois périodes distinctes avant que celle-ci
n’atteigne son maximum. Ainsi, au début, il y a un départ lent suivi d’un accroissement
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rapide, puis une croissance de plus en plus ralentie au fur et à mesure que la population tend
vers la saturation.
De plus, la municipalité des Cantons de l’Est à l’étude se situe dans la province de
Québec où l’ère des croissances rapides des populations est révolue. En effet, la croissance
démographique du Québec est inférieure à celle du Canada. Ainsi, il serait plus approprié
d’utiliser l’estimation logistique au lieu des estimations basées sur la croissance arithmétique
ou sur la croissance géographique.
4. DÉBIT DE CONSOMMATION
La consommation en eau potable d’une municipalité varie en fonction de la
localisation géographique, le type de communauté, le statut économique, les coûts
d’utilisation, la pression de l’eau, le besoin de conservation de la ressource et le système de
gestion de l’eau. Alors, pour connaître la consommation journalière d’une ville, des enquêtes
et études statistiques doivent être faites afin d’obtenir le débit de consommation. Ces résultats
de recherche peuvent être projetés afin de prévoir sur quelques années une consommation
réaliste et plausible en eau potable de la municipalité concernée.
4.1 Estimation de la consommation en eau potable
Selon une enquête en 1999, la consommation journalière totale en eau potable de la
municipalité des Cantons de l’Est était de 700 litres/ habitant. Les détails sont présentés au
tableau 4.1. Tableau 4.1 : Consommation en 1999
Consommation L/J/habDomestique 200Industrielle 200Publique 150Commerciale 150Totale 700
À l’aide de ces données, des prévisions de la consommation journalière par habitant ont été
estimées pour 2020 soit 20 ans plus tard. Le tableau 4.2 présente ces résultats.
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Tableau 4.2 : Consommation en 2020
Consommation Facteur de Consommation par habitant multiplication
moyenne journalière 735 100% maximum journalier 1323 180% minimum journalier 294 40% moyenne mensuelle 22050 100% maximum mensuel 28224 128%
maximum hebdomadaire 7615 148% maximum horaire (l/h) 77 250%
Un facteur d’augmentation de cinq pourcents a été appliqué à la consommation
journalière totale (700L/jour) pour prévoir la possibilité d’une augmentation de la zone
desservie par l’usine de filtration. Pour obtenir les valeurs maximales de la consommation
horaire, journalière, hebdomadaire et mensuelle, un facteur de multiplication a été obtenu à
l’aide de la formule suivante tirée du livre Water Quality :
10,0180 −= tp où
p : Pourcentage de la demande moyenne annuelle en fonction du temps.
t : Temps en jour.
4.2 Capacité nominale de l’usine
Afin de combler la demande en eau d’une municipalité, la capacité nominale de
l’usine est déterminée à l’aide de la consommation journalière maximale. Le tableau 4.3
présente la consommation journalière moyenne et maximale par habitant, et ce sur plusieurs
années.
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Tableau 4.3 : Consommation moyenne et maximale journalière
Moyenne Maximum Année Population Journalière (L/J) Journalier (L/J)
1965 61000 44 835 000 80 703 000 1985 86000 63 210 000 113 778 000 1995 119000 87 465 000 157 437 000 2005 152000 111 720 000 201 096 000 2010 166949 122 707 859 220 874 146 2015 180287 132 510 909 238 519 636 2020 191813 140 982 842 253 769 116 2025 201504 148 105 283 266 589 510 2030 209464 153 955 686 277 120 236 2035 215878 158 670 213 285 606 383 2040 220968 162 411 196 292 340 152 2045 224957 165 343 471 297 618 249
La capacité nominale de l’usine doit répondre à deux critères. En premier lieu, la
capacité nominale doit être supérieure au débit de consommation maximum journalier pour la
fin de la durée de vie de l’usine soit 15 ans pour l’usine des Cantons de l’Est. En deuxième
lieu, la capacité nominale doit être deux fois supérieure au débit moyen journalier lors de la
mise en route de l’usine.
Selon la prévision établie, la consommation journalière maximale de l’usine en 2020,
sera de 2,54 x 108 litres. Lors de la mise en route prévue pour 2010, la consommation
journalière moyenne sera de 1,23 x 108 litres. En doublant ce débit, la deuxième condition est
obtenue soit 2,45 x 108 litres/jour.
Pour satisfaire ces deux exigences, la capacité nominale a été fixée à 2,5 x 108
litres/jour.
À l’aide de cette valeur, le facteur d’utilisation prévisible pour les années suivant la
mise en route de l’usine. Ces données sont présentées dans le tableau 4.4
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.
Tableau 4.4 : Facteur d’utilisation
Année Utilisation 2010 48% 2012 50% 2014 51% 2016 53% 2018 54% 2020 55% 2022 56% 2024 58% 2026 59% 2028 60% 2030 60%
Ces données permettent de prévoir l’utilisation de l’usine dans les années à venir. La
figure 3.1 résume la consommation journalière en eau potable prévue pour les années à venir.
Projection de la consommation journalière en eau
0,000E+00
5,000E+07
1,000E+08
1,500E+08
2,000E+08
2,500E+08
3,000E+08
2000 2005 2010 2015 2020 2025 2030 2035
Duré (années)
Con
som
mat
ion
jour
naliè
re (l
itres
)
Moyenne Maximale
Période de mise en
route
Période de conception de l'usine
Figure 3.1 : Projection de la consommation journalière en eau
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Ce graphique permet de visualiser l’augmentation de la consommation soit journalière
et maximale projetée sur plusieurs années.
4.3 Réserve en eau
La conception de l’usine prévoit une réserve en eau pour la demande lors d’incendie,
l’arrosage des parcs et jardins ainsi que la protection de l’environnement. Afin d’assurer la
sécurité des citoyens, le débit d’incendie doit être disponible dans le débit journalier maximal.
La conception de l’usine pourra prévoir ce débit pour un incendie d’une durée de 5 heures.
Selon le livre Water Quality, le débit se calcule avec la l’équation développée par National
Board of Fire Underwriters.
( )PPQ 01,01*86,3 −=
Q : débit, m3/min
P : La population en millier.
En 2020, la population est prévue à 191 813 habitants donc le débit d’incendie sera de :
( ) min/62,49813.19101.01813,191*86,3 3mQ =−= , soit de 2977,2 m3/heure.
Le tableau suivant présente le débit d’incendie nécessaire pour une durée d’incendie
déterminée. Tableau 4.5 : Débit d’incendie
Débit d'incendie Durée m3/hr hr 2953 1 5905 2 8858 3 11811 4 14763 5
La municipalité nécessitera une réserve de 14 890 m3 (14,89 x 106 litres) d’eau
pendant 5 heures pour combler la demande du débit d’incendie. De plus, les pompes qui ont
été choisies sont à débit fixe, voir section 7 du poste de pompage. Ceci implique que la
régularisation du système de distribution se fera principalement avec la réserve. Ainsi, nous
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considérons qu’un facteur de sécurité (1.15) doit être ajouté à la capacité de la réserve afin de
donner suffisamment de marge de manœuvre aux opérateurs de l’usine et ce, dans n’importe
quelle situation. La capacité de la réserve devient donc :
Capacité de la réserve= 14890 X 1.15 = 17125 m³
5. PRISE D’EAU
La prise d’eau servant a amené l’eau brute jusqu'à la station de pompage est d’une
conception de 40 ans due au fait que c’est une unité hydraulique. Cela représente un débit de
306 millions de litres par jour (3.54 m3/s). Ce débit est un peu plus supérieur à la
consommation maximale en 2045 estimée à la section 4.2, Capacité nominal de l’usine. Ainsi,
le débit de conception est largement sécuritaire et suffisant pour une longévité de 40 ans.
L’entrée en eau brute est faite à partir d’une grille à barreaux. La grille à barreaux est de type
rectangulaire et permet l’entrée de l’eau brute sur ses quatre faces verticales. Elle sera située
sur la rive d’un lac. Les niveaux du lac observés sont de 8m et 6m qui représentent
respectivement le niveau maximum et minimum du lac. La conduite d’amenée horizontale est
d’une longueur totale de 110m et elle est en béton pour une meilleure durabilité. Sa section
aval possèdera un coude à 90 degrés connectés à une conduite de 3m vertical. Un changement
de diamètre en forme conique est prévu à son extrémité avale dans le but de minimiser les
pertes de charge. Le niveau de la station de pompage est directement relié à celle du lac.
Un schéma de la prise d’eau est montré en annexe D.
5.1 La grille à barreaux
La grille à barreaux, d’une conception de 40 ans est calculée avec un débit de
3.54m3/s. L’espace la dimension des barreaux ainsi que la vitesse d’entrée de l’eau sont
choisis dans une échelle respectant les critères de conception (K. Subba Narasiah; conception
d’usine de filtration; p. 3.2). Voici un tableau montrant les différentes données.
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Tableau 5.1 : Données de conception des grilles à barreaux
Éléments Données Qmax40 3.54 m3/s Espace entre les barreaux 0.05 m Épaisseur d’une barre 0.015 m Vitesse d’entrée 0.4 m/s Hauteur de la grille 1 m
La hauteur de la grille a été fixée à cette hauteur dans le but d’avoir une hauteur d’eau
suffisante en haut de la grille à barreaux. Les niveaux au dessus de la grille à barreaux sont
respectivement 5.5m et 3.5m. La hauteur est largement sécuritaire pour protéger l’entrée
d’eau des glaces et des débris de surface. La vitesse d’entrée est largement inférieure au
critère de conception qui exige une vitesse inférieure à 0.75m/s. La vitesse d’entrée est réduite
dans le but de respecter les critères de conception en cas que la grille soit bloquée à 50% de sa
superficie totale.
Calcul de l’aire nette
Aire nette (An) = Qmax40/Ventrée = 3.54 / 0.4 = 8.85m2
Calcul de la vitesse avec 50% de colmatage
V50%= (Qmax40/Anx0.5) = 0.8 m/s
Largeur nette de la grille
Largeur nette (Ln) = An/hauteur de la grille = 8.85 / 1 = 8.85m
Nombre d’espacement
Nb d’espacement = Ln/espacement entre les barreaux = 8.85 / 0.05 = 177 espacements
Nombre de barreaux
Nb de barreaux = Nb espacement + 1 = 178 barreaux
Largeur du total de la grille
Largeur totale (Ltotal) = (Nb d’espacement x espacements) + (Nb barreaux x barreaux) =
11.5m
Longueur par coté = 11.5 / 4 = 2.88 m
Coefficient d’efficacité
% d’efficacité = (Nb d’espacement x espacement / Ltotal) x 100 = 77%
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La grille á barreaux possède un bon taux d’efficacité. Lors d’un colmatage à 50% des
grilles, la vitesse est acceptable si on tient compte que les normes exigent une vitesse de
0.75m/s lorsqu’il n’y a aucun colmatage. Avec une vitesse de 0.4 m/s, l’érosion que le béton
sera porter à subir sera très minime ce qui assurera une durée de vie supérieure au critère de
conception. Le coût d’installation de ce type de grille à barreaux est abordable quand on tient
compte de l’investissement de départ et de la durée de vie de celle-ci. Un schéma de la grille à
barreaux est montré à l’annexe D.
5.2 La conduite d’amenée
La conduite d’amenée est un élément important d’une usine de filtration. En effet, vu
qu’elle sera enfouie dans le sol, il est avantageux qu’elle soit conçue pour plusieurs années.
Ce qui va malheureusement engendrer un coût plus élevé à la concevoir. La conception est de
même durée que les grilles à barreaux. Le même débit de conception est également utilisé. La
conduite d’amenée est faite de béton. Le béton est facilement disponible et assez résistant à
l’érosion. De plus, il s’avère un meilleur choix que les autres produits comme le PVC, le
CPVC et la fibre de verre pour un climat comme celui du Québec. Voici les données résumant
les dimensions connues de la conduite d’amenée.
Tableau 5.2 : Données de conception de la conduite d’amenée
Éléments Données Longueur horizontale de la conduite 110 m Longueur verticale de la conduite 4 m
Total 114 m Qmax40 3.54 m3/s Diamètre (di) 2.2 m
En fixant par méthode essaie et erreur nous avons trouvé un diamètre économique qui
réussi à atteindre une vitesse maximale à l’intérieure de la conduite et qui respecte les critères
de conception dans le cas d’une conduite d’amenée.
Calcul de la vitesse dans la conduite d’amenée
Vconduite = Qmax40 / Aamené = 3.54/(π2.22/4) = 0.93 m/s
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La vitesse de 0,93m/s respecte les normes de conception pour ce type d’ouvrage. En
aval de la conduite d’amenée il y aura des pompes pouvant fournir un débit inférieur au débit
de la conduite d’amenée qui correspond au débit de l’usine de filtration, voir la section 7
Pompe. Cela à pour effet que l’eau dans la station de pompage sera la même que celle du lac,
moins les pertes de charge de la conduite d’amenée. L’écoulement dans la conduite d’amenée
sera presque nul.
Les pertes de charges dans la conduite d’amenée permettent de déterminer exactement
le niveau dans la station de pompage. Les pertes de charge sont divisées en deux catégories.
L’une représente celle causée par la longueur de la conduite et l’autre représente les pertes
singulières crées par les coudes où les différentes vannes. Les pertes de charge sont calculées
avec l’aide de l’équation de Hazen-Williams.
Perte de charge
852.187.4
852.1592.3 Q
DL
CJ
HW⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛=
CHW = 140 bétons haute résistance (Pierre F. Lemieux; hydraulique urbaine; p. 148).
Perte de charges singulières
2408263.0 Q
DKJs =
Tableau 5.3 : Valeur de K pour la conduite d’amenée
Élément K (perte singulière)
Changement de diamètre à l’entrée 1 Coude à 90 degrés 0.5 Valve sortie 1 Expansion (sortie) 0.5
TOTAL 3.0 Chaque valeur de K respecte les différents éléments (Frank M. White; Fluid mechanics; p.
388 à 391).
Le graphique suivant représente les pertes de charge pour différent diamètre de conduites.
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Graphique des pertes de charges em fonction de la conduite
y = 4.4815x-4.201
R2 = 1
0.000
2.000
4.000
6.000
8.000
10.000
12.000
14.000
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5
Diamètre (m)
Perte
de
char
ge (m
)
Graphique 5.1 : perte de charge totale dans la conduite d’amenée
Dans le graphique précédent, on y voit très bien que pour le débit de conception
Qmax40, une conduite plus petite que 1.5m va engendrer de forte perte de charge. Pour une
conduite de 2.2m, ce qui présente notre conception pour la conduite d’amenée, nous obtenons
une perte de charge totale de 0.163m. Donc, le niveau de l’eau à l’intérieur de la station de
pompage sera toujours 0.163m inférieur à celle du lac.
La conception de la grille à barreaux et de la conduite d’amenée respecte les normes et
les critères de conception. En plus de les respecter, ils sont aussi très sécuritaires. Dû à un
coût d’installation très coûteux et des modifications très coûteuses, il est de mise de voir à
long terme. La conception de ses éléments a été effectuée pour une durée de vie de 40 ans.
Une fois l’eau brute apportée jusqu'à la station de pompage, il aura un dégrilleur permettant
d’enlever les plus petit débris ayant passé dans les grilles à barreaux de la prise d’eau.
6. DEGRILLEUR EN AMONT DU POSTE DE POMPAGE
Le dégrilleur est un appareil mécanisé et automatisé qui a pour fonction de débarrasser
les eaux brutes des matières en suspension susceptibles de gêner le pompage ou les
traitements à venir. Le modèle de dégrilleur choisit dans le cadre du projet présent l’avantage
d’être autonettoyant et ainsi de nécessité très peu d’entretiens. L’annexe B présente les
informations techniques concernant l’appareil choisi.
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Le modèle de dégrilleur choisit est prévu pour filtrer le débit de conception du
processus de traitement soit le Qmoy15 ans, soit 2,95 m/s. De plus, un espace pour des appareils
additionnels a été prévu afin de faciliter l’augmentation de la capacité du traitement lors de
projets d’agrandissement futur.
Ainsi, en considérant le Qmax15 ans de 2,95 m/s, la surface occupée par la grille
filtrante est de 4.92m. En effet, selon René Larocque1, la vitesse minimale de passage de l’eau
dans un dégrilleur est de 0,60 m/s.
²92,46,095,2
minmax m
VnQconceptioS === ou 53 pi².
Le modèle de dégrilleur retenue est fabriqué par la compagnie Aqua guard, le modèle
S à inclinaison de 85 degrés et ces caractéristiques physiques sont :
• W (largeur du tamis) = 0,3048 ou 1 pi • H1 (hauteur de la décharge) = 11,5 m ou 38 pi
Ce modèle nous offre une surface de tamisage de 38 pi et la possibilité de traiter
l’ensemble de la colonne d’eau du poste de pompage, soit 11 mètres. En plus, 2 modèles
seront nécessaires pour offrir suffisamment de surface de tamisage pour le débit de la station.
Ce choix nous permettra de toujours être en mesure de tamiser une partie du débit, et ce,
même en cas de bris d’appareil. Enfin, ce modèle de dégrilleur répond parfaitement à nos
exigences de performance et d’efficacité, incluant les pertes de charge.
1 Dessin spécifique en assainissement de l’eau, Renée Lévesque annexe 3B des notes de cours de conception et traitement d’eau potable.
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7. STATION DE POMPAGE
La station de pompage est un des éléments principaux lors de la conception d’une
usine de traitement de l’eau potable. En effet, elle doit être en mesure de fournir les débits
d’eaux brutes nécessaires pour fournir les besoins de la population.
Le choix du débit de conception pour les pompes a été fait de façon à répondre au
Qmax15 ans de la population. Ce débit maximum en période de pointe est de 10440 m/h. De
plus, les pompes ont à élever ce débit de 11 mètres de haut seulement. En effet, après
l’élévation faite par les pompes, le débit du système est gravitaire tout au long des différents
traitements et ce, jusqu’à la réserve. Cette particularité du terrain nous permet d’utiliser des
pompes de basse pression, beaucoup plus puissante pour déplacer d’important volume d’eau.
Un schéma de la configuration du poste de pompage et joint en annexe au rapport.
Pour ce projet, nous avons opté pour une solution simple et économique. En effet, une
combinaison de 5 pompes en parallèles Flygt est en mesure de fournir le débit maximum
requis pour notre usine. Nous considérons que la gestion de la demande de la population se
fera principalement à partir de la réserve. De plus, l’installation des 5 pompes permet une
certaine marge de manœuvre pour les opérateurs de la station.
7.1 Fonctionnement des pompes
Cinq pompes travaillent en parallèle lors des périodes de pointe et fournissent le débit
de pointe. Des capteurs de niveaux d’eau installée à la réserve fournissent à l’ordinateur de
contrôle les informations qui lui permettent de démarrer ou d’arrêter les pompes. Ainsi, le
débit du traitement pourra être ajusté de façon à répondre adéquatement au besoin de la
population et à fournir une charge aux appareils de traitement le plus uniformément possible.
Ces installations permettront une économie appréciable d’énergie.
Enfin, 2 pompes en réserve devront être achetées afin de permettre de répondre à la
demande, et ce, même lors de bris d’équipement. Enfin, une rotation de l’utilisation des
pompes permettra une usure uniforme des équipements
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7.2 Type de pompe
Le choix des pompes a été fait en priorisant la performance, l’économie, la
disponibilité des pièces de rechange et la fiabilité des équipements. Nous avons donc opté
pour des pompes Flygt de type CP3531/835 avec un diamètre de roue de 640 mm. Le
graphique de la courbe de performance de cette pompe avec une perte de charge de 15 m est
annexé à la fin de ce rapport. Chaque pompe peut fournir un débit de 580 l/s, soit le 1/5 du
débit maximal. Tableau 7.1 : Données de conception
Données valeur unité Longueur de conduite 50 m
Diamètre 1 m Vitesse 3,76 m/s
Niveau stat. 17 m
Tableau 7.2. Perte de charge de la station de pompage
Perte linéaire (Hazen Williams)2 Coeff. Hazen-Williams = 140
Diamètre de la conduite = 1 m Longueur Total = 50 m
Débit = 2,9514 m3/s J= 0,436 m
Perte singulière3 Expension (sortie) k = 1
Check Valve (swing type) 2,5 2 Gate Valve 0,3
3 Coude 90 long rayon 0,1 Té 1
Total des K = 4,9 Js 3,527 m
Jtotal 3,963 m Perte de charge totale 15 m
2 La valeur de Hazen -William pour le béton de pression ont été prise dans les notes de cours de GCI 435
Hydraulique Urbaine, p 148 de M. Pierre F. Lemieux. 3 Valeur du Coefficient K ont été prise dans le complément de notes de cours de GCI 410 Hydraulique, p1-4 de
M. Bertrand Côté.
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8. COAGULATION
L’eau brute possède des matières fines en suspension. Ces particules appelées
colloïdes portent des charges négatives qui se repoussent les unes contre les autres très
fortement ce qu’on appelle le potentiel zêta. La coagulation est un processus chimique qui
permet de réduire et même d’annuler le potentiel zêta afin de réduire les forces de répulsion
entre les matières en suspension colloïdales.
En réduisant la répulsion et en favorisant ainsi l’attraction des particules, ces dernières
se regroupent et forment ainsi des flocs. La décantation de ces flocs permettra de réduire la
turbidité, les TOC, la couleur, les microorganismes et autres produits d’origine organique de
l’eau brute.
8.1. Chimie de la coagulation
Pour réduire le potentiel zêta, l’ajout d’un coagulant est nécessaire. Le coagulant
réagit avec l’alcalinité de l’eau créant ainsi la boue. Les plus utilisées sont :
• Sulfate d’aluminium
• Chlorure ferrique
• Sulfate de fer.
Le coagulant utilisé pour la conception de l’usine sera le sulfate de fer puisqu’il est
très économique et donne d’excellents résultats malgré sa réaction un peu plus lente. La
coagulation est optimale lorsque le pH de l’eau est entre 5 et 8,5. Selon l’analyse de l’eau, le
pH de l’eau brute est de 7 ce qui est optimal pour assurer le succès de la coagulation. La
réaction est la suivante :
OHCaSOOHFeOOHCaOHFeSO 2432224 132)(25,0)(27,2 ++→++
Selon l’équation, l’alcalinité est primordiale pour réaliser la réaction. L’eau brute doit
avoir l’alcalinité nécessaire pour réagir avec la quantité de coagulants ajoutés. L’alcalinité
peut se mesurer en g/m3 de (OH)2.
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Poids volumique de sulfate de fer : 430 g/mol
Poids volumique de Ca(OH)2 : 76 g/mol
OHFeSOmgOHCamg 243
23 7,2/)(2/
35,0430762 =×
L’alcalinité nécessaire est calculée à l’aide de l’équation précédente. Il faudra donc,
0,35 g de Ca(OH)2 pour chaque gramme de FeSO4,7H2O. Ainsi 40g de Ca2+ fois 0.35 divisé
par 76g équivaut 0.18g de Ca2+ pour chaque gramme de sulfate de fer.
Le tableau suivant présente l’alcalinité nécessaire pour des dosages de sulfate de fer
déterminés.
Tableau 8.1 : Alcalinité pour dosage proposé Dosage de FeSO4 Alcalinité nécessaire
g/m3 g/m3 5 1.75
10 3.50 15 5.25 20 7.00 25 8.75 30 10.50 35 12.25 40 14.00 45 15.75 50 17.50 55 19.25 60 21.00
L’analyse de l’eau brute démontre que la concentration de l’alcalinité (Ca2+) est de
120 g/m3 ce qui est amplement suffisant pour la réaction car 60 g/m3 de FeSO4 demandera
10.8g/m3.
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8.2 Dosage du sulfate de fer
Suite à des essais de « Jar-test » au laboratoire de l’Université de Sherbrooke, les
dosages requis sont 30 mg/l, 45 mg/l et 60 mg/l. Il est suggéré d’utiliser le dosage maximum
lors de la mise en route de l’usine et d’ajuster, avec l’expérience, ce dernier selon les
différentes situations qui se présenteront. L’obtention de la quantité de sulfate de fer
nécessaire a été calculée selon le débit initial (2005) moyen et maximum ainsi que le débit de
conception (2020) moyen et maximum.
Le tableau suivant présente la quantité de sulfates de fer sec nécessaire pour différents
types de débit.
Tableau 8.2 : Quantité de sulfate de fer sec
Quantité de FeSO4 kg/j Type de Débit L/j 30 mg/l 45 mg/l 60 mg/l
Initial moyen 1.12E+08 3 352 5 027 6 703 Initial maximum 2.01E+08 6 033 9 049 12 066 Conception moyen 1.41E+08 4 229 6 344 8 459 Conception maximum 2.54E+08 7 613 11 420 15 226
Avec un débit de conception maximum de 2,54x108 et un dosage maximum de 60mg/l,
la quantité de sulfate de fer nécessaire se calcul de cette manière :
jourkgkgmg
lmgjkgrequisFeSOQuantité /15226/1000000
/60*1054,2)/(8
4 =×
=
Comme un coagulant s’utilise plus facilement à l’état liquide, le tableau présent la
quantité liquide de sulfate de fer nécessaire pour différents débits.
Tableau 8.3 : Quantité de sulfate de fer liquide
Quantité de FeSO4 l/j Type de Débit L/j 30 mg/l 45 mg/l 60 mg/l
Initial moyen 1.12E+08 5 156 7 734 10 312 Initial maximum 2.01E+08 9 281 13 921 18 562 Conception moyen 1.41E+08 6 507 9 760 13 013 Conception maximum 2.54E+08 11 712 17 568 23 424
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Puisqu’1 kilo de sulfate de fer équivaut à 1,538 kilos de sulfate de fer liquide, le calcul
s’est fait de la manière suivante pour un dosage et un débit maximum :
jourlkgljkgjlrequisFeSOQuantité /23424/538,1/15226)/(4 =×=
8.3 Entreposage du sulfate de fer
L’emploi de coagulant liquide nécessite des réservoirs ayant de une très grande
étanchéité. C’est pourquoi, ils seront construits en béton avec tuiles.
La capacité recommandée des réservoirs est de 16 000 gallons US. De plus, les
réservoirs doivent contenir une réserve d’au moins dix jours. La livraison du sulfate liquide se
fera par camion citerne ou wagon citerne tout dépendant du fournisseur choisi.
Avec un débit maximum (2,54x108) et un dosage maximum (60mg/l) le volume total
de sulfate de fer est obtenue de cette manière :
USgalll
USgalljjlV .61886785,3
.110/23424 =××=
Pour satisfaire le volume requis, 4 réservoirs de 16 000 gallons US seront nécessaires.
Un espace sera réservé pour l’ajout éventuel d’un cinquième réservoir prévoyant une
croissance de l’usine. Les réservoirs de sulfate de fer auront un diamètre de 16,5 pieds et une
hauteur de 10 pieds. En prévoyant un espace de 3 pieds entre chaque réservoir l’espace
nécessaire sera :
soit une
superficie de 145 m2.
94,5 pieds
16,5 pieds
[ ] 225,15595,165,1635,1635,1635,1635,16 pirequisespace =×++++++++=
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L’alimentation en sulfate de fer se fera à l’aide des pompes doseuses MILROYAL C
en acier inoxydable type 316 étant conçues spécialement pour résister à l’acidité des
coagulants tels que le sulfate de fer. La capacité de ces pompes est déterminée par le volume
de sulfate de fer à pomper. Le tableau suivant montre la capacité nécessaire pour les pompes :
Tableau 8.4 :Quantité de sulfates de fer nécessaire
Capacité de FeSO4 Gall.US /h Type de Débit L/j 30 mg/l 45 mg/l 60 mg/l
Initial moyen 1.12E+08 57 85 114 Initial maximum 2.01E+08 102 153 204 Conception moyen 1.41E+08 72 107 143 Conception maximum 2.54E+08 129 193 258
Ces données sont obtenues avec cette équation:
lgallUS
jhjlliquideFeSOquantitédehrGallUSCapacité
785,31
/24)/(4/ ×=
Afin de satisfaire à la demande en sulfate de fer nécessaire, les pompes doseuse
choisies sont les suivantes :
Tableau 8.5 Choix des pompes doseuses
Type de pompe Diamètre du plongeur Gamme de cours et de capacité
Pompe 1: MILROYAL Stroke leght 3'' (7,02cm)
2'' (5,08cm) Cours: 46, 70, 92, 140 capacité (gall US/min) : 101, 154, 202, 308
Pompe 2: MILROYAL Stroke leght 3'' (7,02cm)
2'' (5,08cm) Cours: 46, 70, 92, 140 capacité (gall US/min) : 101, 154, 202, 308
Pompe (réserve)
MILROYAL Stroke leght 3'' (7,02cm)
2'' (5,08cm) Cours: 46, 70, 92, 140 capacité (gall US/min) : 101, 154, 202, 308
8.4 Silice activée
La silice activée est un adjuvant, un aide coagulant qui améliore la floculation. Cet
adjuvant rend les floques plus volumineux ce qui va améliorer la décantation.
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La demande en silice activée est moindre que le sulfate de fer vu que c’est un
adjuvant. La quantité de dosage recommandée est de 1, 1.8 et 3 mg/l, ce qui a été établie
préalablement à l’aide des tests en laboratoire de type « Jar-test ». Ainsi les trois tableaux
suivants présentes la quantité de silice activée nécessaire au traitement en kg par jour, en litres
par jour et en gallons US par heure. Le type de calcul est le même que pour l’alimentation en
sulfate de fer.
Tableau 8.6 : Quantité de silice activée (kg/j)
Dosage de Silice activée sec Kg/j Type de Débit L/j 1 mg/l 1,8 mg/l 3 mg/l Initial moyen 1.12E+08 389 701 1 168 Initial maximum 2.01E+08 701 1 261 2 102 Conception moyen 1.41E+08 491 884 1 474 Conception max. 2.54E+08 884 1 592 2 653
Tableau 8.7 : Quantité de silice activé (l/j)
Dosage de Silice activée l/j Type de Débit L/j 1 mg/l 1,8 mg/l 3 mg/l Initial moyen 1.12E+08 451 813 1 354 Initial maximum 2.01E+08 813 1 463 2 438 Conception moyen 1.41E+08 570 1 025 1 709 Conception max. 2.54E+08 1 025 1 846 3 076
Tableau 8.8 : Quantité de silice (gall. US/h)
Capacité gall.US /h Type de Débit L/j 1 mg/l 1,8 mg/l 3 mg/l
Initial moyen 1.12E+08 5 9 15 Initial maximum 2.01E+08 9 16 27 Conception moyen 1.41E+08 6 11 19 Conception max. 2.54E+08 11 20 34
L’entreposage de la silice activée sera entreposé dans des réservoirs similaires que
ceux utilisés pour l’entreposage du sulfate de fer. Ainsi, ils seront construits en béton par
contre, les tuiles ne seront pas nécessaires.
Étant donnée que la quantité requise de silicate est plus faible que celle du sulfate de
fer, on devra utiliser moins de réservoir. Ainsi, un réservoir de 16 000 gallons US procurera
une réserve de 19 jours à débit de conception maximum avec un dosage maximum ce qui est
suffisamment sécuritaire. De plus, l’espace d’un deuxième réservoir sera préparé en vue
d’une croissance de l’usine.
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joursh
USgallonsjour
hUSgallons 6.1934
/24/16000 =
Les réservoirs de silice activée auront un diamètre de 16,5 pieds et une hauteur de 10
pieds. En prévoyant un espace de 3 pieds entre chaque réservoir l’espace nécessaire sera :
soit une superficie de 55 m2.
L’alimentation en silice activée se fera à l’aide des pompes doseuses MILROYAL C
en acier inoxydable type 316 étant conçues spécialement pour résister à l’acidité de cet aide
coagulant. La capacité de ces pompes est déterminée par le volume de silice activée à pomper.
Le tableau 8.8 montre la capacité nécessaire pour les pompes :
Afin de satisfaire à la demande en silice activée nécessaire, les pompes doseuse
choisies sont les suivantes :
Tableau 8.9 Choix des pompes doseuses
Type de pompe Diamètre du plongeur Gamme de cours et de capacité
Pompe 1: MILROYAL C Stroke leght 3'' (7,02cm)
5/8'' (1.59cm) Cours: 46, 70, 92, 140 capacité (gall US/min) : 9.3, 14.3, 18.7, 27.7
Pompe 2: MILROYAL C Stroke leght 3'' (7,02cm)
5/8'' (1.59cm) Cours: 46, 70, 92, 140 capacité (gall US/min) : 9.3, 14.3, 18.7, 27.7
Pompe (réserve)
MILROYAL C Stroke leght 3'' (7,02cm)
5/8'' (1.59cm) Cours: 46, 70, 92, 140 capacité (gall US/min) : 9.3, 14.3, 18.7, 27.7
36 pieds
16,5 pieds
[ ] 25945,165,1635,16 pirequisespace =×++=
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9. FLOCULATION
La floculation est un phénomène physique qui a pour mission d’accélérer le taux de
collision de colloïdes déstabilisés électroniquement. Les collisions créent des agglomérations
qui sont filtrable et plus facilement récupérable à l’étape de décantation.
La floculation est faite à l’aide de floculateur. Trois types différents de floculateurs
sont présents sur le marché : horizontaux, verticaux et mécanique. Pour notre projet, nous
avons jugé que le floculateur horizontal était le système le mieux adapté et le plus avantageux.
En effet, ce système n’a pas de pièce mobile, il est simple et efficace. Enfin, c’est un des
systèmes les moins chers à installer.
9.1 Conception des floculateurs
Les critères suivants ont été appliqués pour la conception des floculateurs. Ils
respectent les critère de conception de K. Subba Narasiah; conception d’usine de filtration; p.
3.2 et du livre Integrated design of water treatment facilities; de Susuma Kawamura. Chaque
floculateur doit avoir 3 stages dont les gradiants de vitesse varient entre 20 et 70 s-1. Le temps
de rétention a été fixé à 25 minutes. Le niveau d’eau dans le système a été fixé à 2 m et le
débit maximum pour les floculateurs a été fixé à 1 m³/s.
Ainsi pour répondre à ces critères nous avons décidé d’opter pour un système à 6
bassins de floculations. L’annexe C présente un schéma de la configuration des floculateurs.
9.3 Dimensionnement des floculateurs 1) Volume des bassins
min25609,23
xsxs
mV = = 4427 m³
Afin de respecter le critère des 6 bassins de conception, le volume de chaque basin et de 740 m³.
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Longueur des bassins
Ln = 740 / [(2.2 x 6 ) x 2] = 28,4 m
9.4 Dimensionnement des stages
Puisque les floculateurs horizontaux ont trois stages comportant des caractéristiques
différentes, voici un example de calcul pour le premier stage :
Tableau 9.1 : Données de conception pour les stages du floculateur
Éléments Données Q max par bassin 0,48 m³/s Q moy par bassins 0,272 m³/s Viscosité de l’eau 1,3 x 10-6 N*S/M² Hauteur d’eau dans les bassins 2 m
Perte de charge du floculateur
h1 = (G2 V/gQ) = (70 s-1*1,3 x 10-6) / (9,81 * 250 m³) = 0,330 m
Vitesse dans le bassin:
v1 = (2gh1/1.5)0,5 = 0,464 m/s
Longueur pour chaque muret du stage 1
w1= Q/vH = 0,48/0,464 x 2 = 0.53 m
Tableau 9.2 Caractéristique du procédé de floculation pour le Baffle Channel
2,9 m³/s (débit max / jour) 1,61m³/s (débit max / jour) Stage 1 Stage 2 Stage 3 Stage1 Stage 2 Stage 3
Largeur muret (m) 0,529 0,947 1,44 0,529 0,947 1,44 Vitesse d'écoulement ( m/s) 0,465 0,26 0,17 0,624 0,349 0,229
Perte de charge (m) par tournant 0,0165 0,00516 0,00222 0,02985 0,00933 0,00402
Nombre de murets par stage 20 16 12 20 16 12 valeur de G/ stage S-1 70 35 20 70 35 20 Perte de charge totale 0,439 0,794
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De plus, selon Susuma Kawamura, le nombre de muret qui a été utilisé dans ce design
suppose un rendement de 100 % du procédé. En fait ce design devrait être considéré comme
ayant un rendement de 80%. Ainsi, il faut considérer un espace supplémentaire pour accueillir
d’autres murets pour les stages1, 2 et 3. Le stage 1 devrait compter 24 murets, le stage 2 : 20
murets et le stage 3 : 16 murets.
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Annexe A Courbes des pompes
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Annexe B Dégrilleur
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Annexe C Floculateur
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Annexe D Schéma de la prise d’eau, la conduite d’amené,
le dégrilleur et le poste de pompage
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Schéma de la grille à barreaux
Épaisseur des barres = 0.015m Espacement entre les barreaux = 0.05m Coefficient d’efficacité = 77%
Vue en plan
Nombre de barre totale = 178 Espacement totale = 177
Vue en elevation
2.2 m
2.88 m
2.88 m
1.0 m
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Annexe E Fiche technique des pompes doseuses
