1. Le tamisage A. Généralités Un tamisage fin est effectué par un dégrilleur automatique comportant un laveur et un compacteur de refus intégré. Le dispositif de tamisage réalise plusieurs phases en même temps : 1° tamisage fin 2° lavage 3° transport 4° compactage 5° essorage 6° emballage hygiénique Les eaux usées passent au travers du tamis ,les matières grossières et fibreuses sont alors retenues. Lorsque le niveau liquide déclenchement est atteint, une spirale dégage les matières puis les transporte dans la zone de compactage et d'essorage, elles sont ensuite déversées dans un conteneur; on peut également ensacher directement les refus. Les eaux d'essorage sont renvoyées en tête de station. Pour éviter les désagréments dus aux basses basses températures d'hiver en montagne, il apparaît intéressant d'équiper le tamis d'un dispositif de chauffage de mise hors gel. Toutefois, pour une entière sécurité, nous ajouterons un by-pass du canal de tamisage muni d'une grille manuelle de seuil de coupure 10 mm.
Dans une station conventionnelle on admet que la grille de by-pass peut avoir un seuil de coupure trois fois supérieur à celui du tamisage fin (30 mm).
2. Dimensionnement Pour trouver un compromis entre l'emportement des particules et la perte de charge due au tamis on pose 0.3< v <0.6 m/s; nous prendrons 0.6 m/s. Une vitesse plus importante risquerait d'entraîner une perte de charge trop élevée (D H = k.v²/2g), au contraire, une vitesse moins grande ne collerait pas les particules sur le tamis. La surface de la grille est définie par : S = Qp (m3/s) / (v ( v . O. C) Équation 1 :Surface d'un dégrilleur avec S : surface minimum de la grille en m² v : vitesse de l'influent (0,6 m/s) C : coefficient de colmatage (0,3 grille manuelle; 0,5 grille automatique) O : espace libre entre les barreaux /(espace libre + épaisseur barreaux) O = 10/(10+10) = 0.5 Soit : S = 0,02 / (0,6 * 0.5 * 0.5) = 0.13 m² Cette surface correspond à la surface filtrante, la surface verticale de filtration sera
inférieure dans la mesure où le tamis est incliné de 45°. Le fournisseur indique que la hauteur amont à considérer pour un débit de 20 l/s est de 25 cm, soit en tenant compte de l'inclinaison 35 cm. Le tamis forme un demi-cercle dont le périmètre vaut 0,13/0,35 = 37 cm. Le rayon est donc 0,37/p =117 mm, d'où : Diamètre du tamis = 234 mm
3.Production de boues Lorsqu'il s'agit d'une station d'ERU, comme c'est le cas ici, on peut estimer le refus annuel de dégrillage par : Volume annuel (litres/an) =15*nombre d'équivalent habitant/écartement (en cm) Équation 2 : refus du dégrillage Soit Volume = 7.5 m3 par an
A.Canal venturi Afin de mesurer le débit d'entrée dans la station, un canal venturi équipé d'une mesure de hauteur par ultrasons est placé avant l'arrivée de l'effluent sur le système de dégraissage dessablage. Le fabricant fourni la formule d'étalonnage (confirmé par l'INSA de Lyon) suivante : Q(l/s) = [0.01744 * L * H] 1.5 + (0.00091 * H)2.5
L = largeur à l'étranglement en cm H = hauteur mesurée par la sonde ultrasonique en cm B.. Dessableur-dégraisseur 1. Généralités Le dessablage porte généralement sur des particules de granulométrie égale ou supérieure à 200 µm. Le dessablage et le dégraissage sont effectués dans un même bassin. L'ouvrage regroupe dans un même ensemble e nsemble cylindro-conique . Le déshuileur, aéré dans sa partie centrale est raclé mécaniquement par un écumeur rotatif pour extraire les graisses et flottants dans la zone z one périphérique. (Il est impératif de racler en continu car les graisses se solidifient rapidement). Ce dispositif (qui tend à se généraliser) profite astucieusement de la différence de densité entre le sable, les graisses et l'eau. Les sables décantent tandis que les graisses sont mises en flottation aidées en cela par un aérateur immergé diffusant de fines bulles. Les graisses sont donc évacuées en surface, les sables accumulés dans la partie conique basale sont repris par un dispositif de type airlift. Les eaux surnageantes et sous-nageantes de cet ouvrage sont évacuées vers une fosse toutes eaux.
Un mélangeur-aérateur de type TURBOFLOT comporte un mobile centrifuge de pompage qui permet : l'établissement d'un flux giratoire dans les zones basses de l'ouvrage, *
* la création création d'une zone de turbulence permettant de séparer les graisses des matières agglutinées, * l'aspiration et la libération d'air sous forme de fines bulles bulles permettant le rassemblement des graisses en surface. 2. Dimensionnement Le calcul est fait pour le dégraissage tel qu'on puisse satisfaire à une vitesse ascensionnelle (correspondant en fait à une charge superficielle) de 15 m3/m2/h et un temps de séjour de 10mn. Le débit d ébit de pointe de la station st ation étant de 72,5 m3/h, la surface du décanteur sera de 72.5/15 = 4.8 m², le volume (hors cône de stockage des sables) sera de V = Q. ts = 72.5 * 10 / 60 = 12 m3. d'où un diamètre = 2.5 m et une hauteur (hors cône) de H = 12/4.8 = 2.5 m On vérifie alors que ce dimensionnement convient à la décantation des sables. La vitesse de chute d'un sable fin de 100 µm est d'environ 15 m / h, la vitesse ascensionnelle choisie étant de 15 m/h les fines particules de sable décanteront. On admet généralement une charge de 50 m3/m2/h.
En régime de Stockes, on peut déterminer un diamètre critique des particules en décantation tel que : d = Ö (18µ.v/(g.(r s - r ) )) Soit ici pour v = 15 m/h et r s = 1700 ==> Dcritique = 100 µm Reg = r *v*dg / µ = 0.41, on est e st donc bien en régime de STOCKES 3. Production de boues En première approximation nous utiliserons les proportions suivantes : Production de sable = 15 l/hab/an Production de graisses = 1 kg/hab/an soit : Volume annuel de sable = 45 m3 ou 76.5 T (avec densité = 1.7) Si l'on admet que la concentration des sables est de 10 g/l on aura à extraire un débit de 76500/(10*365) 76500/(10*365) =21 m3 / j Production annuelle de graisses = 3 T Si l'on admet que la concentration des graisses est de 100 g/l après stockage on aura à extraire un débit de 3000/(100*365) = 80 l/j. C. Débit d'air Le débit d'air en fines bulles à introduire pour la flottation des graisses est de l'ordre de 10 m3/h.m3 d'ouvrage. Ce débit conduit à une concentration de 50g/l et un rendement maximum de 20% sur les graisses. Soit ici Qair = 10*12 = 120 m3/h
Pour l'entraînement des sables par air lift on propose un débit d'air d'environ 1.2m3/h.m3 de fosse à sable. Le volume de la fosse à sable est approximativement de 7.5m3 donc : Qair lift = 9 m3/h
II traitement secondaire Suite aux pré traitements, les eaux arrivent par gravité vers un ouvrage de répartition où elles sont séparées en deux lignes de traitement t raitement afin de parer à un éventuel dysfonctionnement du biologique. biologique.
1.Zone de contact * 1. Généralités
La première étape du traitement biologique est la zone de contact. Ce bassin de faible volume n'a pas un rôle de dépollution mais il est nécessaire pour éviter la prolifération d'algues filamenteuses. La recirculation des boues est injectée dans cette zone de contact et grâce à un agitateur, ces boues sont mélangées avec l'eau traitée. Ainsi, le bassin ayant un faible volume, la concentration en nutriments se
trouve considérablement augmentée. Le brassage permet également une bonne aération. Or, dans un environnement aéré comportant une forte teneur en carbone assimilable les bactéries floculantes ont une vitesse de croissance nettement plus élevée que les bactéries filamenteuses. Cette zone permet donc la sélection d'un type de bactérie. L'injection de chlore lors de la recirculation peut également être envisagée car les bactéries filamenteuses ont un rapport surface/masse largement supérieur aux bactéries floculantes et sont donc plus sensibles aux oxydants. Toutefois, dans le cas de notre station ce type de remède n'est pas conseillé dans la mesure où le traitement tertiaire utilisera des membranes sensibles à l'oxydation. D'autres systèmes ont été testés, et e t notamment la mise en place d'un canal venturi sur la conduite de recirculation afin de casser les filaments, mais ces systèmes n'ont pas connu d'application à grande échelle pour le moment.
2. Le bassin d'aération 1. Généralités
L'aération sera de type prolongé, l'âge des boues sera élevé ce qui permet une nitrification (les bactéries de la nitrification se développent lentement) et une minéralisation des boues presque complète. Ce processus, fréquemment utilisé
dans les stations de petite taille, permet donc d'éliminer une grande partie de l'azote, et de minéraliser suffisamment les boues pour éviter une étape é tape de déshydratation. L'aération prolongée est définie par rapport à la charge massique ou par rapport à l'âge des boues. Cm < 0.1 j-1, q >10 jours Ici nous choisirons Cm = 0.08 j-1 pour dimensionner le réacteur biologique. A faible charge, la respiration endogène est, en raison de la limitation en substrat, plus importante qu'à forte charge, la production de boues biologiques en excès est donc plus faible. En revanche, l'importance de la respiration endogène conduit à une consommation d'oxygène (relative à la DBO5 éliminée) plus importante qu'en forte charge. Nous procéderons également à une déphosphatation physico-chimique physico-chimique simultanée. 2. Dimensionne Dimensionnement ment
Puisse qu'il y a deux aérateurs il faudra 278 m3 par aérateur. L'aérateur correspond à un chenal encerclant le clarificateur, la dimension du clarificateur permettra de connaître le diamètre de l'aérateur. Après aération prolongée, le rendement épuratoire n'est pas total, la DBO5 peut être estimée en sortie du clarificateur à 20 mg/l.
En effectuant un bilan de biomasse sur l'aérateur, l'âge des boues correspond au volume de boues boues biologiques dans le bassin bassin rapporté au flux de boues boues biologiques extrait.
3. Nitrification/dénitrification La dénitrification hétérotrophe s'effectue dans le bassin d'aération, on parle de dénitrification simultanée. Ceci est possible grâce à l'alternance de phases aérobie/anoxie. Pour la dénitrification les bactéries ont besoin d'un environnement très pauvre en oxygène. L'arrêt des aérateurs ne permet pas à lui seul d'atteindre cet objectif, c'est en fait la surconsommation d'oxygène d'oxygène par les bactéries présentes dans le milieu qui engendre un environnement presque totalement anoxie. Il s'agit donc d'une dénitrification combinée, qui utilise simplement comme substrat exogène l'eau d'égout elle-même. La cinétique est lente et la dénitrification n'est pas complète. Ce système profite de la recirculation re circulation des boues activées pour maintenir une teneur en substrat suffisante. L'importance de la nitrification autotrophe est fonction de l'âge des boues de sorte que l'on peut écrire les relations suivantes à 12°C: La charge volumique peut montrer une faiblesse du système, pour obtenir NGL2 on doit avoir Cv < 0.23 kg DBO5 / m3. Ici Cv = 120 / 556 = 0.215 kg DBO5/m3, on respecte donc la charge volumique. Si la Cv avait été supérieure à 0.23 kg/m3
c'est elle qui aurait imposé la taille du bassin d'aération (en fixant Cv = 0.23 kg/m3). Mais il faut prendre garde au fait que la station que nous concevons est située en montagne et que la température risque d'être inférieure à 12°C (le bassin d'aération est cependant situé à l'intérieur d'un bâtiment). Ceci nous amène à penser que pour un âge des boues de 18 jours tel qu'est construite la station, il n'y aura pas de nitrification si la température est inférieure à 8°C. La production de boues nitrifiantes est compensée par une légère assimilation d'azote par les boues activées à des fins d'anabolisme. Les bactéries de la dénitrification ont besoin d'une source de carbone facilement assimilable assez importante pour effectuer la dénitrification. Pour assurer une bonne dénitrification on calcule la quantité d'azote potentiellement dénitrifiable selon : Les phases d'aération sont régulées par deux sondes de mesure dans le bassin d'aération, l'une mesure le potentiel redox, l'autre la teneur en oxygène. Lors de l'arrêt des aérateurs, le temps de consommation de l'oxygène dissous est d'environ 20 minutes, cette période ne fait donc pas partie de la phase d'anaérobie totale.
4. Déphosphatation physico-chimique simultanée
La déphosphatation physico-chimique physico-chimique peut avoir lieu soit avec de la chaux, soit avec FeCl 3 ou Al2(SO4)3. La précipitation par la chaux nécessite l'ajout d'un floculant, elle est réalisée à des pH élevés (pH>9); la précipitation par le fer ou l'aluminium entraîne la formation d'un hydroxyde, elle est réalisée à des pH de l'ordre de 5 ou 6. Pour notre part, et comme l'indique le CCTP, nous utiliserons du sulfate d'alumine selon la réaction : PO43- + Al 3+ ------> AlPO4 Mais on forme également l'hydroxyde l 'hydroxyde d'aluminium selon : Al3++3OH- -------->Al(OH)3 La solubilité de AlPO4 est minimale pour un pH de 6. Il faut prendre garde au fait que pour un pH inférieur la solubilité remontera rapidement et que la formation de l'hydroxyde risque d'être limitée. De ce fait on risque de passer en solution Al3+ ce qui peut être dangereux. La précipitation du phosphore par AlPO4 nécessite un rapport molaire Al/P de 3. Il est à noter que l'utilisation du fer pour la précipitation exige un rapport Fe/P de 2,5, mais cette légère différence ne se répercute pas sur le poids des boues extraites car le fer est plus lourd que l'aluminium. l'aluminium. Les eaux brutes contiennent un flux de phosphore de 4 kg/j selon le CCTP. La concentration de sortie exigée est de 1 mg/l, soit 0,4 kg/j. Pour plus de
sécurité nous considérerons un flux nul en sortie, de même que nous négligerons l'assimilation du phosphore par les MVS des boues biologiques (de l'ordre de 2%). La dose d'aluminium à ajouter est donc de : Avec masse molaire d'Al = 27 g masse molaire de P = 31 g masse molaire d'AlPO4 = 122 g masse molaire d'Al(OH)3 = 78 g masse molaire d'Al2(SO4)3 = 342 g Flux d'aluminium d'aluminium = coefficient Al/P * P à précipiter * rapport de de masse Al/P = 3 * 4 * 27 / 31 = 10,5 kg/j Le phosphate d'alumine AlPO4 précipitant est de 4*122/31= 15,7 kg/j. Le reste de l'aluminium s'associe théoriquement (si le pH est suffisamment élevé) avec les ions OH- pour former Al(OH)3. Le flux d'Al(OH)3 formé est donc de 7*78/27 = 20,1 kg /j. La production de boues physico - chimiques sera donc de 15,7 + 20,1 = 36 kg/j. La consommation de Al2(SO4)3 sera de 3*4* 342 / (2* 31) = 66 kg / j Le rendement de l'opération n'est jamais total, c'est pourquoi on peut considérer qu'il restera environ 0.4 kg/j de phosphore dans l'effluent sortant du clarificateur, soit 1 mg/l.
La production totale de boues sera donc de : Production de boues = 127 +36 =163 kg / j
5. L'aération L'aération est réalisée grâce à des diffuseurs de fines bulles. Le mélange et la mise en suspension des particules (notamment pendant les phases de coupures des aérateurs) sont réalisés par un agitateur immergé. L'insufflation d'air de type fines bulles autorise une profondeur de bassin de 3 à 8 m, ici nous choisirons 4m. Les besoins en oxygène peuvent se découper en deux, ceux nécessaires à l'élimination de la pollution carbonée, et ceux nécessaires à l'élimination de la pollution azotée. La nitrification consomme de l'oxygène pour l'oxydation (4,5 g d'O2 absorbé par g de N oxydé), et la dénitrification libère de l'oxygène, à raison de 2,5 g d'O2 libéré par g de N. Nous pouvons aussi faire le calcul du débit de pointe en sachant que le traitement se fait sur 10 heures. Comme la respiration endogène a lieu en continue, on a : Qp2 = 0,66*120 / 10 + 0,07 * 2,7 * 556 /24 + 34.6/10 = 13 kg/h Qp1 est supérieur à Qp2, par mesure de sécurité nous considérerons que le débit
de pointe en O2 est Qp1. Passage des conditions effectives aux conditions nominales Au total le flux d'O2 nécessaire est donc de 219 kg/j en moyenne, et 20 kg/h en pointe. Ces flux ne tiennent pas compte des conditions effectives. En effet, ce calcul suppose un transfert en eau claire mais les conditions effectives sont très différentes en boues activées. Le coefficient correcteur pour passer des conditions nominales aux conditions effectives dépend de nombreux paramètres que l'on peut découper en trois sous-coefficients. T = Tp * Td * Tt Le coefficient d'équivalence eau pure – eau usée Tp dépend de nombreux paramètres, teneur en tensioactifs de l'eau, type d'aérateur, forme du bassin. Nous prendrons Tp = 0.5 comme indiqué dans la littérature pour un système biologique classique avec dégraissage en amont et pour une aération par insufflation de fines bulles. Le coefficient de vitesse de transfert dépend de la température, plus la température s'élève, plus la vitesse de transfert tr ansfert gaz-liquide augmente. augmente. Une température de 10°C pour les conditions effectives semble raisonnable. Nous pouvons alors obtenir les quantités d'oxygène à fournir :
Dans des conditions normales, 1 m3 d'air comporte environ 300 g d'oxygène. Le rendement d'échange gaz/liquide est de l'ordre de 5% par mètre en insufflation d'air par fines bulles. Aussi, en tenant compte du passage des conditions nominales aux conditions effectives et du rendement de transfert gaz /liquide nous pouvons écrire : Qair(m3/h)=QpointeO2 Qair(m3/h)=QpointeO2 pointe (kg/h) / (R *T* O2 en kg/m3 * Hauteur du bassin ) Qair(m3/h) = 20,7 / (0.05 * 0.35 * 0.3 * 4) = 986m3/h Soit par bassin : Qair(m3/h) = 500 m3/h Nous utiliserons donc pour chaque bassin un surpresseur de 500 Nm3/h, dont l'air sera acheminé vers 64 diffuseurs. chacun.
6. La zone de dégazage 1. Généralités
Afin d'éviter la présence de bulles d'air dans l'eau à la sortie de l'aérateur, ce qui engendrerait inévitablement une mauvaise décantation des boues, on place entre l'aérateur et le clarificateur une zone de dégazage. Pour améliorer le cheminement
hydraulique de l'eau, cette zone est découpée en son centre par une cloison siphoïde. Enfin, afin d'éliminer les flottants éventuels on prévoit dans cette zone une goulotte de surverse des flottants débouchant dans une fosse à flottants puis ceux-ci sont recirculés en tête de station vers le dessableur-dégraisseur.
7. Clarification 1. Généralités
Le clarificateur se trouve au centre du chenal d'aération. Le rôle du clarificateur est d'assurer une séparation biomasse/eau traitée et de permettre un début d'épaississement des boues. Les boues sont raclées (école allemande). L'indice de Mohlman (SVI ou IM) caractérise un point particulier de la courbe de Kynch. Il correspond au volume de boue après 30 minutes de décantation par rapport à la masse de MES présente dans ce volume. Pour éviter l'influence de la concentration initiale de la boue on préfère diluer la boue avec de l'eau épurée afin d'atteindre un volume final proche de 250 ml dans une éprouvette de 1 litre. Cette notion s'appelle l'indice de boue diluée DSVI. Les flottants seront repris par une goulotte vers une fosse à flottants. Les boues seront extraites vers une fosse à boues. 2. Dimensionne Dimensionnement ment
L'indice de Mohlman peut être estimé selon la charge massique du réacteur, pour une charge de 0.08 j-1 on aura un indice proche de 150 ml/g. A partir de cet indice on déduit une vitesse ascensionnelle correspondant à un rejet de 30 mg/l en sortie du clarificateur. En réalité, cette vitesse ne correspond pas à une vitesse de décantation des particules (car il s'agit d'une décantation piston), c'est pourquoi on préfère parler de d e charge hydraulique superficielle en m3.m-2.h-1 IM( ml/g)
100
Vmax (m/h) 1.05
150
0.88
175
0.8
200
0.72
250
0.68
300
0.64
Tableau 3 : vitesse ascensionnelle maximale en fonction f onction de l'IM Ainsi on choisira vmax = 0.88 m/h soit avec un débit maximum de 36.3 m3/h : S = 36.3 / 0.88 = 41.2 m² Le décanteur aura donc un diamètre minimum de 7.2 m.
Afin d'obtenir un rejet en MES de 25 mg/l en sortie du clarificateur et par sécurité nous appliquerons un coefficient de 0.75 aux vitesses mentionnées dans le tableau ci-dessus. Soit vmax = 0.75*0.88 = 0.66 m/h S = 36.3 / 0.66 = 55 m² De nouvelles méthodes de plus en plus utilisées tiennent compte également de la recirculation, de la concentration et de la décantabilité des boues. 3. La fosse à boues
En sortie de clarificateur les boues seront donc stockées dans une fosse à boues accolées aux chenaux d'aération et commune aux deux lignes de traitement biologique. Cette fosse sera équipée de 3 pompes de recirculation r ecirculation des boues, régulées par le débit d'entrée de la station pour atteindre R=100%. En effet, il faut une pompe par ligne plus une en secours. Chaque pompe permet d'atteindre un débit de 20m3/h. La régulation se fera au moyen d'un débitmètre électromagnétique. Un contacteur de niveau haut et un contacteur de niveau bas permettent respectivement de mettre en marche ou d'arrêter la pompe. Mais comme la recirculation est théoriquement constante les pompes ne doivent jamais s'arrêter (sauf incident détecté par les contacteurs). Aussi la fosse doit avoir une largeur suffisante pour limiter au maximum le nombre de démarrages. Au total, on doit
recirculer environ 2*8.3=16.6 m3/h de boues. Sachant que les clarificateurs jouent déjà un rôle de stockage st ockage on peut estimer que l'autonomie de 1a fosse à boue devra être au moins de 1 heure soit 17 m3. Volume utile de la fosse à boues = 17 m3
8. Caractéristiques des effluents en sortie de clarificateur
D'après la filière choisie nous pouvons estimer la valeur des principaux paramètres physico-chimiques en sortie de clarificateur. Paramètres DBO5 MES NO3NTK P
Valeurs estimées 20 mg/l 25 mg/l 5 mg/l 5 mg/l 1 mg/l
Tableau 4 : Estimation des principaux paramètres en sortie de clarification
III traitement tertiaire : A/ Le bassin tampon
Afin d'assurer un débit régulier dans les modules de filtration, il est apparu judicieux de placer un bassin tampon entre les traitements secondaire et tertiaire. Ce bassin a été dimensionné pour que le débit aval soit s oit proche du débit moyen journalier, bien que le débit amont puisse, par par temps de pluie, représenter un volume plus important. Ce volume correspond à un débit d' environ 75 m3/h pendant 4 heures. Les systèmes de by-pass permettront le cas échéant d'évacuer les excédents d'eau, ce qui paraîtrait regrettable en France, au regard des nombreux travaux actuels sur l'impact des rejets par temps de pluie, mais tout à fait acceptable dans un pays au contexte difficile tel que la Yougoslavie. Une pompe immergée permet de relever l'eau vers les bacs de filtration. L'eau étant relativement clarifiée à ce stade du processus, on aurait pu envisager une pompe de surface dont le rendement r endement est meilleur car les roues sont plus fermées. Toutefois, ce type de pompes entraîne un risque de désamorçage élevé, même avec un clapet anti-retour basal qui risque de s'encrasser. Le mieux est d'accompagner ces pompes par un pot d'amorçage. Une autre solution est la pompe de surface auto-amorçante, mais son rendement est guère meilleur que celui des pompes immergées à vortex. Le meilleur choix, mais aussi le plus
coûteux, reste celui de la pompe à axe vertical, dont seul le moteur est situé en surface.
1. Dimensionnement
La bâche tampon permet de parer à un volume de 290 m3 que nous considérerons réparti sur 4 heures. Aussi pendant le stockage de ce volume les pompes de relevage continuent à fonctionner à un débit de 17 m3/h pendant 4h. Elles extraient donc un volume de 70 m3. La bâche tampon aura un volume de 290-70 = 220 m3, ce qui correspond à une fosse circulaire de diamètre 8,5m et de profondeur utile 3,9m. Il est important de remarquer que pour une pompe submersible, la hauteur manométrique totale influence directement le débit de refoulement. En effet, la pompe est calculée pour un point de fonctionnement correspondant à un couple. Mais, le niveau d'eau variant dans la bâche tampon, le couple change, tout en suivant la courbe caractéristique de la pompe. Aussi, la bonne solution est de prévoir une pompe qui délivre 17 m3/h lorsque la bâche est à peu près à son niveau moyen, et par conséquent de surdimensionner un peu les bacs membranaires à l'aval. C'est cette option qui a été choisie. Nous dimensionnerons les bacs pour un débit de 20 m3/h.
B/ La microfiltrat microfiltration ion 1. L' USF
L'originalité de ce projet réside certainement dans l'exigence très poussée de la qualité de l'eau en sortie de la station. Celle-ci est liée à l'utilisation ultérieure de cette eau pour la production de neige ou pour l'irrigation. USFilter a proposé une variante utilisant des techniques de pointe, largement maîtrisées par la société, puisqu'il s'agit d'un skid de microfiltration suivi d'un skid d'osmose inverse. Ces techniques membranaires, lato sensu, relativement récentes (notamment sur des eaux usées urbaines) ont de nombreux avantages. Tout d'abord, la précipitation simultanée du phosphore, acceptable en raison de l'efficacité des systèmes membranaires à l'aval, permet d'élimer l'étape de coagulation, floculation, décantation prévue dans les cuves. De plus les bacs membranaires sont très compacts, ils sont donc moins encombrants que des batteries de filtration, et de surcroît ils ne nécessitent pratiquement pas de travaux de génie civil. Les procédés à membranes présentent également une grande souplesse d'exploitation et une consommation de réactifs très réduite. Enfin, les skids membranaires sont très performants du point de vue de la qualité de l'effluent en sortie. Toutefois, ils sont plus coûteux à l'achat, et surtout, ils consomment beaucoup plus d'énergie. Enfin il est à noter que les membranes sont souvent très
sensibles aux oxydants et surtout au chlore. La concentration en chlore doit généralement être inférieure à 0.1mg/l avant la membrane. Par conséquent, il est peu souhaitable d'effectuer une chloration en amont des membranes (cette remarque vaut surtout pour une production d'eau potable).
2. Généralités
La microfiltration désigne un procédé de filtration sur macropores de 0,1 à 10 µm Pour notre projet, nous utiliserons des modules USF-Memcor ayant un seuil de coupure de 0,2 µm. Les études sur les procédés de filtration par membranes se sont largement développées ces dernières années. Beaucoup de spécialistes pensent que les procédés membranaires seront de plus en plus utilisés pour l'épuration de l'eau. L'application de la microfiltration comme traitement final d'eaux résiduaires urbaines s'est développée depuis la fin des années 80. Les premières stations d'épuration traitant la totalité d'effluents par microfiltration en traitement tertiaire furent construites à Blackheath (Australie) puis en Europe à Aberporth (Pays de Galles). Les analyses effectuées sur ces deux stations montraient clairement une élimination quasi-totale des MES, une réduction marquée de la matière organique
et une désinfection extrêmement efficace, notamment pour les virus d'origine humaine. A Paris un pilote de microfiltration (après biofiltre) a été installé, sur l'initiative de la Compagnie des eaux de Paris, pour traiter les eaux grises et vannes d'un immeuble en vue du recyclage de ces eaux sur le site. sit e. Le comportement de la membrane est directement lié à sa perméabilité. C'est donc ce paramètre qui est le plus étudié. ét udié. Le modèle de la membrane imparfaite, qui repose sur l'existence d'une zone perméable et d'une zone z one imperméable ), semble être actuellement le plus représentatif des transferts t ransferts de matière. Il existe quatre types de module : 1- les modules plans 2- les modules à fibres creuses (ou hollow fibre) 3- les modules tubulaires 4- les modules en spirale Nous avons choisi pour notre projet un module à fibres creuses. Les avantages et inconvénients de chaque type de module sont résumés ci-dessous :
TYPE Spirales
Hollow fibre Plan
AVANTAGES AVANTAGES Prix bas mort Supportent une charge particulair p articulairee
Tubulaires
Compact
Faible volume
importante INCON Sensible au Consommation Consommati on Sensible au VENIENTS VENIENT S colmatage importante colmatage
Volume mort important
d'énergie
Tableau 5 : types de modules de microfiltration et avantages
Les applications de la microfiltration peuvent être découpées en trois catégories, la concentration (dont les procédés classiques sont l'évaporation et la précipitation), le fractionnement et la purification. Plusieurs matériaux peuvent être utilisés pour les fibres. L'acétate de cellulose, les polymères de synthèses (polysulfone, polyethersulfone, polypropylène), des matières minérales telles que l'oxyde d'alumine, l'oxyde de zirconium, la silice. La membrane USF- Memcor utilisée est en polypropylène. Les procédés de microfiltration sont également classés selon le mode de fonctionnement du module. On distingue ainsi la microfiltration frontale et la microfiltration tangentielle. Lors d'une microfiltration frontale, l'intégralité du débit passe au travers des
membranes. Le taux de conversion définit comme le rapport entre le débit de perméat et le débit d'alimentation est donc de 100%. On assiste donc à la formation d'un véritable gâteau comme pour une filtration sur support classique. Pour éviter le colmatage on peut soit extraire régulièrement les excédents de matières, soit procéder à un lavage à contre courant. Le module USFMemcor employé dans notre projet correspond à cette deuxième solution avec un lavage à l'air comprimé sous 6 bars (1 à 4 fois par heure). Un balayage à l'eau brute (sous 1 bar minimum) permet d'évacuer les refus. La filtration est effectuée de l'extérieur vers l'intérieur des fibres. Le principe de décolmatage d écolmatage est présenté en Annexe 13. Les eaux de décolmatage sont envoyées vers une fosse toutes eaux puis recyclées en tête de station. st ation. Ce système permet de n'avoir qu'un seul point d'extraction des boues, le clarificateur. Outre le décolmatage à l'air comprimé, on procède également à un nettoyage alcalin d'une fréquence de deux fois par semaine pendant trois heures. L'eau de dilution est pompée directement après le skid de microfiltration. La pression au refoulement de la pompe doit être au minimum de 1 bar. Un test automatique d'intégrité des fibres permet de contrôler l'état des fibres et d'isoler si nécessaire le module défectueux par un système de vannes jusqu'à la prochaine maintenance.
La microfiltration tangentielle permet de fonctionner en continu. En effet, une partie du débit entrant n'est pas filtrée, elle sert à balayer la membrane afin de la nettoyer en continue. Ce débit sera ensuite recyclé. Cette technique te chnique consomme toutefois plus d'énergie que la filtration frontale puisque le taux de conversion en fibre creuse n'est que d'environ 10%. Ce type de microfiltration reste cependant pour le moment le plus employé. 3. Dimensionnement
Pour un fonctionnement optimal du bac de microfiltration, il est nécessaire de respecter des teneurs en MES et une taille de particules bien définie à l'entrée du skid. Ces conditions sont résumées dans le tableau ci dessous : Taille des particules < 500 µm MES < 50 mg/l Turbidité < 100 NTU
Comme nous l'avons vu, en sortie de traitement secondaire nous avons une teneur en MES d'environ 25 mg/l. Ce paramètre ne pose donc pas de problème, mais nous ne pouvons garantir une taille de particule <500 µm. Aussi, en amont du bac de microfiltration nous allons placer un filtre basse-pression à tamis rotatif, ayant un seuil de coupure à 500 µm et dont les refus sont dirigés vers la fosse
toutes eaux. L'eau traverse un tamis rotatif de l'extérieur vers l'intérieur, les impuretés sont extraites par des brosses et dirigées vers le bas du filtre. Les pompes de relevage situées dans la bâche tampon devront assurer une pression assez importante vers la préfiltration puis vers le skid de microfiltration. La pression à l'entrée de la microfiltration doit être au moins de 1.8 bars. En effet, la perte de charge liée à la filtration varie de 0.4 bar (en début de processus) à 1.3 bars (phase de décolmatage). Aussi, pour tenir compte de ce phénomène et de la perte de charge liée au filtre à tamis rotatif nous choisirons une pression au refoulement de la pompe de 2.2 bars. Le skid de microfiltration est composé de modules de 15 m² de surface filtrante chacun. Ces modules sont disposés en parallèle et leur nombre est directement fonction du débit que l'on souhaite traiter. La qualité de l'eau d'entrée n'influence théoriquement pas le nombre de module mais plutôt la fréquence des lavages. L'expérience a montré qu'à 20°C, les fibres permettent la filtration d'un débit de perméat de l'ordre de 105 l/h.m². Toutefois, comme nous l'avons déjà signalé, la station sera située en altitude, aussi nous supposerons par sécurité un fonctionnement à 4°C. Or, le débit à l'eau est un paramètre directement fonction de la viscosité dynamique. A 20°C, celle-ci est proche de 10-3 Pa.s, à 4°C elle vaut environ 1,75 * 10-3 Pa.s. Aussi, nous choisirons un débit de perméat
de 105/1,75 = 60 l/h.m². Un module permet donc de filtrer 0.9 m3/h. Comme nous alimentons le skid de microfiltration par un flux continu de 20 m3/h au maximum, il nous faudra 22 modules. Les skids USF-Memcor sont fournis par multiple de 6 (rangée de 6), il s'agira donc ici d'un skid à 24 modules. Aussi, en sortie de microfiltration nous pouvons dresser un bilan selon les garanties du fournisseur. Micro-organismes Micro-organ ismes
< 1 NTU
Température
Inchangée
DBO5
20 mg/l
MES
<1 mg/l
NO3
- 5 mg/l
NTK
5 mg/l
P
1 mg/l
Tableau 6 : bilan de matière estimatif en sortie de microfiltration
Il n'est pas surprenant que la DBO5 et les autres substances dissoutes n'aient pas été affectées par le skid de microfiltration. En effet, contrairement à l'osmose inverse, la microfiltration reste un filtre et n'agit donc pas sur la
teneur en matière dissoute (en supposant qu'il s'agit d'une DBO5 après filtration). En réalité on constate par expérience que la DBO5 peut être largement réduite lors du passage de l'effluent dans le skid de microfiltration, ceci dépend de la nature de l'eau et plus particulièrement de la part de DBO5 présente sous forme particulaire. Pour une eau potable, il est fréquent de réaliser un pilote in situ lors de la réalisation de la station, mais ici cette étape n'aura pas lieu car elle serait trop coûteuse pour de l'eau usée, et de surcroît elle n'est pas demandée par le maître d'ouvrage. USF - Memcor a également recours à un logiciel de dimensionnement de ses skids de microfiltration appelé Memsize, mais celui-ci n'est pas disponible sur le marché public.
C/ L'osmose inverse 1. Généralités
La microfiltration est suivie d'une osmose inverse. Cette séquence de traitement est très utilisée lorsque l'on veut aboutir à des teneurs en sortie extrêmement basses. Mais outre son rôle de filtre, la microfiltration a également un rôle d'optimisation de l'osmose inverse. Pour un fonctionnement optimal de l'osmose inverse, plusieurs conditions sont requises. Il faut en outre une
température de l'eau élevée, une teneur en MES colloïdes et micro-organismes très faible, un indice de colmatage le plus bas possible (<3), et si nécessaire, un ajustement du pH et un ajout d'anti-entartrant. Toutes ces conditions permettent d'espacer considérablement les cycles de nettoyage, mais elles sont très difficiles à obtenir et l'une des solutions est de placer en amont de l'osmose inverse des filtres de microfiltration. C'est la séquence qui a été choisie ici. Elle permet d'allonger considérablement la durée de vie des modules d'osmose inverse. 2. Théorie de l'osmose inverse
C'est en 1748 que NOLLET a découvert le phénomène d'osmose, en 1950 les premières membranes en acétate de cellulose apparaissent en Floride, en 1994 le marché de la membrane d'osmose dépasse celui de la résine. Une membrane semi-perméable laisse passer préférentiellement l'eau et s'oppose au passage des molécules à l'exception de celles de nature comparable à l'eau. L'eau est en fait diffusée à travers la membrane et e t passe d'un site de liaison hydrogène à l'autre. L'osmose inverse fait appel à des propriétés chimiques de l'eau c'est pourquoi contrairement à la microfiltration on classe ce processus dans les procédés chimiques de traitement de l'eau. Ainsi l'eau s'épure puisqu'elle est pratiquement la seule à traverser la membrane.
Cependant, le phénomène d'osmose est contraire à ce principe, puisque l'eau circule naturellement du milieu le moins concentré vers le milieu le plus concentré. Aussi, le principe de l'osmose inverse est d'appliquer une pression s'opposant à ce transfert naturel de l'eau, et même d'inverser ce processus en appliquant une pression au moins égale à deux fois la pression osmotique du fluide. La pression osmotique Po de part et d'autre d'une membrane semiperméable peut être décrite par l'équation des fluides parfaits : Po = R*T * D C R est la constante des gaz parfaits = 8,31 J.mol-1.K-1 T est la températ température ure absolue en Kelvin D C est la différence des concentrations Po = pression osmotique en Pa
De plus, un deuxième phénomène intervient lors de l'osmose inverse, il s'agit de la polarisation de concentration de la membrane. En effet, au cours du temps, la concentration de la solution salée augmente puisque la majorité des molécules sont retenues d'un seul côté de la membrane. De ce fait, la pression osmotique augmente également près de la couche limite, avec des risques de précipitation des composés à faible produit de solubilité (ce qui serait très dommageable pour la membrane). Pour un même rendement, la pression à appliquer est donc
plus élevée. Pour éviter ce phénomène on balaye la membrane du côté de la solution salée par un flux d'eau continue. Toute l'eau n'est pas filtrée, une partie sert à nettoyer la membrane. Ce procédé est donc semblable à une filtration tangentielle tel que décrit plus haut. Si Y augmente les risques sont nombreux. Le coût énergétique sera plus élevé, la qualité de l'eau produite va décroître, la pression osmotique va augmenter et l'on risque de précipiter certains composés. 3. Modélisation des flux
L'écart de pression osmotique de part et d'autre d'une membrane semi-perméable peut être approché par la relation : D Po = - R*T * ln (aw) / Vw Vw est le volume molaire du solvant en m3.mol-1 Aw est l'activité du solvant elle correspond à : Aw = P/ Pw Où P est la pression de vapeur de la solution Et Pw la pression du solvant En solution diluée on peut écrire la relation de VANT'HOFF: D Po = R*T * å Cs Où Cs est la concentration en mol.m-3 de chaque espèce présente en solution.
Le flux de l'eau est lié à deux forces, la différence de pression et l'écart de pression osmotique (s'opposant au flux). On peut donc écrire l'équation de la densité de flux Jv sous la forme : Jv = A*( D P- s .D Po) s correspond à la fraction de membrane non perméable, en osmose inverse il est proche de 1. A est appelé coefficient de performance du solvant. Il s'exprime par le rapport entre le coefficient de perméabilité de l'eau et l'épaisseur de la membrane : A =Qw / em
La perméabilité Qw dépend elle-même de la surface de la membrane, de la viscosité de l'eau (fonction de la température) et du coefficient de perméabilité. Le débit augmente donc avec la température (comme en microfiltration). Plus la solution est saline plus elle possède une forte pression osmotique. Le flux d'eau produite sera donc d'autant moins élevé que l'eau comporte une forte salinité. Aussi, pour une eau de mer, le rendement sera proche de 40%. Il apparaît évident que pour la microfiltration ou l'ultrafiltration s est faible et seules les particules de taille importante interagissent avec la membrane, D Po est donc négligeable, on a : Jv = A* D P. En osmose inverse, le transfert des particules est indépendant de la pression, il
dépend uniquement de la différence de concentration de part et d'autre de la membrane (D Cs = C'-C''). En microfiltration les particules sont également entraînées par convection avec le flux total au travers de la l a zone perméable (Jv*Cs). Mais ici, cette zone est tellement réduite que ce phénomène est négligeable. Aussi, on peut écrire que la densité de flux de soluté est : Js = B *D Cs
B est appelé coefficient de performance du soluté. Il s'exprime par le rapport entre le coefficient de perméabilité du soluté et l'épaisseur de la membrane. La perméabilité dépend elle-même de la surface de la membrane, de la viscosité du fluide et du coefficient de perméabilité. La couche de polarisation a également pour effet de réduire les flux. On constate même par expérience que cette couche a une perméabilité vis-à-vis des molécules moins importante que la membrane elle-même. Il faut donc tenir compte de la résistance de la couche de polarisation (Rcp) dans l'expression de la densité de flux total Jv. Selon : J v = (D P - s *D Po) / (em/Qw + Rcp)
La résistance équivalente correspond donc à la somme des résistances rencontrées selon un schéma en série. D'autres couches de résistance peuvent se
former, comme celle liée à l'adsorption de molécules sur la membrane. Au bout d'un certain temps, si le balayage de la membrane n'est pas suffisant, la concentration au voisinage de la membrane augmente jusqu'à une valeur limite. La couche formée est alors appelée couche de gel. Les molécules commencent à s'associer entre elles, et peuvent former un véritable réseau avec l'eau. Les colloïdes coagulent. Ce phénomène est moins marqué pour des températures plus élevées. Dès lors si l'on prolonge le processus d'osmose inverse la concentration dans la couche de gel ne variera plus, seule l'épaisseur de la couche augmentera. Le flux transmembranaire devient alors dépendant de la différence de concentration entre l'eau traitée et la couche de gel. Il est de moins en moins fonction de la différence de pression. J v = k * ln (Cgel / C') /V
Cette propriété peut être mise en avant pour créer une membrane dynamique, capable de retenir une macromolécule à partir d'autres macromolécules formant la couche de gel. On définit un taux de rétention TR permettant de caractériser l'efficacité de la membrane, comme le rapport entre l'écart de concentration D Cs et la concentration C' dans le milieu concentré. TR = D Cs / C'
La température influence beaucoup le bon fonctionnement de l'osmose inverse. En effet, la perméabilité de la membrane à l'eau augmente avec la température. Le débit de production augmente d'environ 3% par °C. En contrepartie la qualité de l'eau diminue légèrement avec une hausse de température. Ce phénomène est donc bien adapté à la production de neige qui nous concerne puisque celle-ci se fera en hiver donc avec une bonne garantie de qualité. Comme nous l'avons vu, au cours du temps les caractéristiques de la membrane sont modifiées et notamment sa porosité. Ce phénomène est largement atténué lorsque l'osmose inverse est précédée d'une microfiltration. La baisse de rendement d'une membrane est essentiellement due à l'encrassement (fouling) de celle-ci, c'est-à-dire aux dépôts (encrassement en surface) et au colmatage (encrassement en profondeur). L'encrassement peut être dû à des macromolécules, à des ions, mais aussi à des bactéries qui agglutinées sur la membrane peuvent grossir et constituer un véritable biofilm. Les membranes utilisées dans ce projet sont de type spirale, l'épaisseur de la membrane semi-perméable n'est que de 2µm, elle repose sur un support de 40 µm. La filtration est réalisée de l'extérieur vers l'intérieur des modules comme pour la microfiltration citée ci-dessus.
En résumé nous avons pu constater que les procédés de filtration et d'osmose inverse sont très complexes et dépendent de nombreux paramètres. C'est pourquoi beaucoup de bureaux d'étude et en particulier USF-PWG (Process Water Group) utilisent des logiciels de simulation tels que ROSA de Dow Liquid Separation, qui permettent de modéliser à l'avance le comportement de la membrane dans l'environnement désiré.
4. Dimensionnement
Pour dimensionner les modules d'osmose inverse il nous faut uniquement connaître la salinité de l'eau d'arrivée, estimée ici à 3000 mg/l et le débit de production d'eau, estimée à 19 m3/h. Nous utilisons alors la table de détermination du module fournie par USF- BEKOX. Nous choisissons donc un module RO-450/3 dont le débit de production du perméat est 18.8 m3/h et le débit de rétentât de 8 m3/h. Le débit d ébit d'entrée est donc de 26.8 m3/h et le le taux de conversion Y de 70.2%. Ce module possède 20 membranes FILMTEC FT30, modèle BW30-400. Ces membranes ont une longueur de 1016 mm pour un diamètre de 200 mm. L'aire de filtration par membrane est de 37 m². En réalité, ce module est décomposé en deux sous-modules ayant chacun un taux de conversion de 50%. Le deuxième module osmose le rétentât r étentât du premier.
On atteint donc bien au total un taux de conversion de 75%. Ce système constitue un régime continu multi-étagé. Il est utilisable dans la mesure où la perte de charge dans le premier module est largement inférieure à la pression d'entrée ce qui permet d'assurer une pression raisonnable à l'entrée du deuxième module. Il faut également noter que la concentration d'entrée dans le deuxième module sera élevée puisqu'il s'agit du rétentât du premier, mais que le débit d'entrée du deuxième sera deux fois moins important que celui du premier module. Au total le flux passant dans le deuxième module ne sera donc pas trop élevé. Comme nous l'avons vu, la température va influencer la production de perméat en modifiant la perméabilité de la membrane à l'eau. Ce phénomène est peu gênant dans la mesure où seules des contraintes de qualité, et non de quantité, de l'effluent produit sont imposées par le CCTP. La baisse de débit de de perméat prévisible peut être calculée précisément par l'abaque en Annexe 16. Les modules d'USF BEKOX sont dimensionnés pour une température de 15°C. En hiver, le traitement tertiaire ayant lieu dans un bâtiment fermé, on peut estimer la température minimale de l'eau à 10°C. Le facteur correctif est donc de 1.422/1.711 = 83%. A 10°C la production d'eau sera de 0.83*18.8 = 15 m3/h. En revanche, la qualité de l'eau sera meilleure.
Afin de mettre l'eau sous pression, et de compenser la perte de charge liée à la microfiltration nous avons placé entre la microfiltration et l'osmose inverse une fosse de relevage équipée d'une pompe de reprise émergée. Cette pompe multicellulaire assure le débit d'entrée à 27 m3/h et une pression de 19,5 bars (les membranes sont utilisables en moyenne pression 20-40 bars). Pour une eau de mer la pression maximale serait voisine de 70 bars. Les calculs de pression sont réalisés pour la durée de vie de la membrane estimée à 3 ans minimum. Aussi, comme la pression nécessaire va varier au cours des années du fait des modifications physico-chimiques physico-chimiques survenant au sein de la membrane, et pour éviter les variations brusques de pression lors des mises en marche et e t arrêts des pompes, le système est équipé d'un variateur de vitesse (speed converter). USF BEKOX a développé pour ses modules d'osmose inverse destinés à l'eau de mer un procédé permettant de récupérer l'énergie contenue dans le rétentât. En effet, la pression du filtrat en sortie est très faible mais celle du rétentât peut être très élevée, 60 bars pour une entrée e ntrée à 70 bars. Aussi l'énergie contenue sous forme de pression est récupérée par une turbine reliée par un arbre à la pompe. Les pressions mises en jeu pour l'épuration d'eau saumâtre sont trop faibles pour que ce procédé soit rentable. Un agent réducteur (bisulfite) et un anti-scalant sont injectés en ligne en continu.
L'agent réducteur protège les membranes et inhibe la croissance des bactéries en supprimant l'oxygène disponible, il réduit également la concentration en chlore (néfaste aux membranes). Il permet aussi d'ajuster le pH pour éviter les précipitations, (rappelons que le projet a lieu en yougoslavie et que l'eau provient de sources karstiques). Réaction avec l'acide hypochloreux : NaHSO3 + HOCl HCl + NaHSO4 Réaction avec les chloramines : NaHSO3 + NH2Cl + H2O NaCl + NH4HSO4 L'anti-scalant permet d'éviter la précipitation des sels CaCO3, CaSO4, SrSO4, BaSO4 et CaF dans la couche de polarisation.
Une partie du débit du perméat est stockée dans un poste de lavage, elle permet de faire les dilutions nécessaires aux lavages chimiques cités ci-dessus. La pompe de lavage fonctionne sur un débit de 30 m3/h à 3.2 bars. Le rétentât est envoyé dans une lagune de rétention. Comme pour la microfiltration, le module d'osmose inverse est muni d'un by-pass. 5. Concentration en sortie de traitement tertiaire
D'après les précédentes installations que USF a installées nous pouvons garantir les valeurs de sortie de l'osmose inverse suivante. Le rendement total de
l'osmose inverse sur les composés dissous est d'au moins 98%. Le rendement sur les composés azotés est difficile à estimer, il est d'environ 97%.
Paramètres attendues
Valeurs demandées
Valeurs
par le CCTP DBO5 sortie mg/l
2 2 mg/l
P mg/l
1 <1 mg/l
N-tot
2 mg/l
MES
3
<
0.5 mg/l mg/l
0 mg/l
température inchangée Turbidité Micro organismes désinfectée
inchangée < 1 NTU <100 /100 ml
Eau
Le rendement sur la DBO5 est difficile à garantir, mais par expérience on peut estimer qu'il sera assez important pour garantir un rejet de 2mg/l en DBO5. Pour les autres paramètres, les rendements sont donnés en Annexe 17.
Ainsi, on peut donc garantir les valeurs demandées par le CCTP avec une bonne assurance, même si l'on n'est pas à l'abri de quelques dépassements, notamment en DBO5. L'eau sera ensuite stockée dans un grand réservoir, afin de servir à la production de neige en hiver, à l'irrigation l 'irrigation de champs en été, ou à l'alimentation d'un lac en aval. Ce dernier point peut présenter certains risques dans la mesure où l'eau peut séjourner pendant une longue période dans ce réservoir. Bien que cet ouvrage ne fasse pas partie de l'offre proposée par USF nous signalons que le fonctionnement du réservoir et la qualité de l'eau l 'eau qui y séjourne devront être contrôlés régulièrement.
