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Analyse des dysfonctionnements de la station FPR de
Marlieux
Pascal Molle, N. Foquet
To cite this version:
Pascal Molle, N. Foquet. Analyse des dysfonctionnements de la station FPR de Marlieux. [Rapport Technique] irstea. 2011, pp.22. �hal-02595696�
Analyse des
dysfonctionnements de
la station FPR de
Marlieux
Pascal Molle
Nicolas Forquet
Juin 2011 CemOA : archive ouverte d'Irstea / CemagrefPréambule :
La présente note se rattache à la station d’épuration de la commune de Marlieux, dotée d’un système de filtres plantés de roseaux à écoulement vertical en fonctionnement depuis 2006. Le procès-verbal de la fin des travaux a été réalisé le 05/11/2006. D’après les différents acteurs liés à la station, et à la vue de nos visites sur site, il est apparu immédiatement que la station est l’objet de dysfonctionnements importants en particulier sur le deuxième étage de traitement. Notre intervention, à la demande de l’expert judiciaire, a pour objectif d’expliciter quels sont les paramètres discriminants de conception, de réalisation et ou de gestion, ayant pu conduire à ces dysfonctionnements, et d’en hiérarchiser, autant que possible, leur importance. Enfin, de proposer des voies de réhabilitation de manière à ce que la commune (et le milieu récepteur) puisse revenir à une situation normale.
Pour cela notre analyse se base sur les pièces constitutives du dossier qui nous ont été transmises par l’expert judiciaire d’une part, et sur un suivi expérimental de la station d’autre part, réalisé par nos soins du 30 au 31 Mars 2011. CemOA : archive ouverte d'Irstea / Cemagref
1. Notes sur le dimensionnement ___________________________________________________ 4
1.1. Charges et domaine de garantie _____________________________________________ 4
1.2. Surfaces mises en jeu ______________________________________________________ 4
1.3. Les matériaux mis en oeuvre________________________________________________ 6
2. Mesures de fonctionnement _____________________________________________________ 7
2.1. Charges hydrauliques _____________________________________________________ 7
2.2. Charge organique reçue par la station ________________________________________ 9 2.3. Fonctionnement des filtres du premier étage _________________________________ 10
2.3.1. Hydraulique _________________________________________________________ 10 2.3.2. Fonctionnement biologique des filtres du premier étage _______________________ 14
2.4. Fonctionnement des filtres du deuxième étage ________________________________ 16
3. Conclusions _________________________________________________________________ 19 4. Bibliographie ________________________________________________________________ 20 5. Annexe _____________________________________________________________________ 21 CemOA : archive ouverte d'Irstea / Cemagref
1. Notes sur le dimensionnement
1.1. Charges et domaine de garantie
D’après le CCTP de Juin 2005, la station est prévue pour une charge de 800 EqH et dont les charges à traiter sont consignées dans le tableau suivant.
Paramètres Unités Normes de rejet (mg/l)
Débit journalier m3/j 80 à 160 Débit moyen/pointe m3/h 3,5/7 DBO5 kg/j 48 25 DCO kg/j 96 125 MeS kg/j 64 35 NK kg/j 12 20
Tableau 1 : Note de charges et de niveau de rejet du CCTP
Le flux de polluant par EqH est fixé sur le paramètre DBO5. Les critères de flux par EqH retenus par
le maître d’œuvre pour les autres paramètres sont consignés dans le tableau suivant et comparés aux valeurs observées pour les petites collectivités (Mercoiret, 2010).
CCTP Marlieux Mercoiret, 2010 Débit journalier 100 à 200 l/EqH/j
DBO5 60 g/EqH/j 60 g/EqH/j
DCO 120 g/EqH/j 157 g/EqH/j
MeS 80 g/EqH/j 75 g/EqH/j
NK 15 g/EqH/j 15 g/EqH/j
Tableau 2 : Production de charge par EqH
Les valeurs retenues par le maître d’œuvre sont en accord avec celles communément utilisées pour le dimensionnement des stations d’épuration jusqu’à présent. On notera une différence avec les nouvelles valeurs mesurées en conditions réelles pour les petites collectivités sur le paramètre DCO, conduisant à sous-estimer la charge en DCO reçue par la station. On notera également que le maître d’œuvre a prévu des surcharges hydrauliques possibles (200 l/EqH/j), dues à des temps de pluie et/ou intrusion d’eaux claires parasites, dans la conception de base de la station.
1.2. Surfaces mises en jeu
Les surfaces mises en jeu sont relatives à des charges hydrauliques et organiques à respecter pour un dimensionnement sécuritaire. Ces charges de dimensionnement, calculées à partir des mesures réalisées sur site des surfaces des ouvrages, sont consignées dans le tableau suivant et comparées aux recommandations de 2004 (Molle et al., 2004) pour le premier étage, donc antérieures au CCTP.
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Step de Marlieux Recommandations 2004
Hydraulique 20 à 40 cm/j 37,5 cm/j
DCO 240 g/m²/j 300 g/m²/j
MeS 160 g/m²/j 150 g/m²/j
NK 30 g/m²/j 25-30 g/m²/j
Tableau 3 : Charges surfaciques de dimensionnement pour le filtre en fonctionnement du premier étage
Les charges surfaciques sont donc proches des recommandations pour un fonctionnement en temps sec. En prenant en compte l’hypothèse de 157 g DCO/EqH/j, la charge surfacique du premier étage pour la DCO serait alors de 314 g/m²/j, soit très proche des bases de dimensionnement recommandées. En conséquence de quoi, et compte tenu de l’aspect sécuritaire des recommandations de charge à appliquer pour le dimensionnement, les surfaces mises en jeu au premier étage sont tout à fait normales et ne peuvent être responsables du dysfonctionnement de la station.
Au deuxième étage, les surfaces mesurées sont de 272 m² pour chaque filtre conduisant à des charges hydrauliques sur le filtre en fonctionnement, basées sur le CCTP, de 30 à 60 cm/j. Ces charges hydrauliques, pour leurs valeurs hautes, sont légèrement plus grandes que celles prévues dans les dimensionnements de base, mais ne peuvent pas être assimilées comme responsables des dysfonctionnements observés. En effet ces systèmes sont bien connus pour accepter des surcharges hydrauliques largement supérieures à 60 cm/j (en temps de pluie) et des dimensionnements à 50 cm/j sont fréquemment usités lors de présence d’eaux claires parasites à prendre en compte dans le dimensionnement de base.
Sur la base d’un fonctionnement normal d’un premier étage (ce point sera discuté ultérieurement) les charges que devrait recevoir ce deuxième étage de traitement sont consignées dans le tableau suivant et comparées aux valeurs généralement observées sur ces systèmes (Molle et al., 2004).
Step de Marlieux dimensionnement Charges observées classiquement à capacité nominale Hydraulique 30 à 60 cm/j 37,5 cm/j DCO 70 g/m²/j 70 g/m²/j MeS 25 g/m²/j 20 g/m²/j NK 20 g/m²/j 15 g/m²/j
Tableau 4 : Charges surfaciques de dimensionnement pour le filtre en fonctionnement du deuxième étage
Une fois encore les charges prévues dans le dimensionnement sont en accord avec un bon fonctionnement de la station. Les légères surcharges sur les MeS et NK ne sont pas du tout préjudiciables à la pérennité du traitement. Des charges supérieures avec des rendements corrects ont été montrées aussi bien sur des stations similaires (Molle et al., 2004) que sur des stations particulières en terme de compacité (Molle, 2008, Boutin et al., 2010 …).
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1.3. Les matériaux mis en oeuvre
Taille des particules :Les matériaux de filtration mis en œuvre à chaque étage ont été prélevés et analysés au laboratoire pour vérifier leur granulométrie. Les résultats sont consignés et synthétisés dans le tableau suivant. Dans la même optique, ils sont comparés aux recommandations de 2004.
Marlieux Recommandations 2004 Gravier étage 1 (mm) 4-8 2-8 Sable étage 2 d10 (mm) 0,23 0,25 – 0,4 d60 (mm) 0,85 CU (-) 3,7 < 5 % de fines < 2 < 3 Gravier étage 2 sous le sable (mm) 7-12 3-10
Tableau 5 : Caractéristiques granulométriques des matériaux mis en œuvre dans les filtres
On observe alors que le gravier du premier étage est dans la gamme haute des recommandations de 2004. Le sable du deuxième étage possède un d10 légèrement trop faible. Compte tenu de l’incertitude
de ce type de mesure sur la détermination du d10 nous ne pouvons pas conclure qu’il est hors
recommandations. Nous retiendrons qu’il est dans la gamme basse et qu’il ne peut expliquer les dysfonctionnements majeurs de la station.
Hauteurs de matériaux :
Les hauteurs de matériaux ont pu être approchées par des mesures de pénétrométrie et des observations endoscopiques (voir annexe).
Au premier étage (cf. Figure 1) il apparaît que l’épaisseur de la première couche de gravier est de 40 à 50 cm, ce qui est en accord avec les recommandations de l’époque.
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9
Résistance de pointe (MPa)
Pr o fo n d e u r (m )
Figure 1 : Résistance de pointe - Sondage 1, premier étage
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Au deuxième étage les mesures de pénétrométrie (cf. Figure 2), révèlent une profondeur de sable supérieure à 30 cm, proche de 40 cm. L’incertitude provenant de l’impact sur la mesure de la couche de dépôt organique à la surface. 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0 5 10 15 20
Résistance de pointe (MPa)
Pr o fo n d e u r (m )
Figure 2 : Résistance de pointe - Deuxième étage
L’analyse des épaisseurs des couches superficielles de matériaux est donc cohérente avec les préconisations actuelles de dimensionnement (> 30 cm).
2. Mesures de fonctionnement
2.1. Charges hydrauliques
Les mesures de débit d’entrée se sont déroulées sur 27 heures. On observe une longue période dite de temps sec suivi d’une courte période de temps de pluie (cf. Figure 3). La première observation que l’on peut faire est que le débit entrée station est fortement affecté par le réseau comportant un poste de relèvement. CemOA : archive ouverte d'Irstea / Cemagref
débit entrée (m3/h) 0 10 20 30 40 50 60 30/03/2011 09:36 30/03/201114:24 30/03/201119:12 31/03/201100:00 31/03/201104:48 31/03/201109:36 31/03/201114:24 Temps sec Temps de pluie
Figure 3 : Débits entrée filtres du premier étage
Sur l’ensemble de la période de mesure, 217 m3 sont entrés à la station, soit un volume journalier moyen de 191,5 m3. Cela représente une surcharge de 120% par rapport au 160 m3/j validant le domaine de garantie. Si on ramène cela en terme de charge hydraulique surfacique sur les filtres, cela représente 48 cm pour le filtre en fonctionnement du premier étage et 70 cm pour celui du deuxième étage. Ces charges hydrauliques journalières ne posent aucun problème à ce type de système de traitement (Agence de l’eau RMC, 2005 ; Molle 2003). Ils peuvent en effet accepter de manière régulière (une fois par semaine) ou irrégulière (une fois par mois) jusqu’à 1,8 m/j et 3,6 m/j respectivement.
Pour une analyse plus fine nous séparons les données issues du temps sec de celles issues du temps de pluie. Les différents débits observés sont représentés dans le tableau suivant.
Temps sec
Débit moyen horaire (m3/h) 5,2 Débit max horaire (m3/h) 6,9 Volume des bâchées (m3) 1,7 Temps de pluie
Débit moyen horaire (m3/h) 26,7 Débit max horaire (m3/h) 33 Volume des bâchées (m3) 4,1
Tableau 6 : Débits et volumes des bâchées reçus sur les différentes périodes
En temps sec, le débit moyen horaire est supérieur à celui du CCTP, mais correspond à une production d’eau de l’ordre de 150 l/EqH tout à fait correcte avec les valeurs habituellement prises pour le dimensionnement des stations d’épuration. Le débit maximum observé sur une heure est relativement proche de cette valeur moyenne. Même si la charge hydraulique en temps sec est en dessous des valeurs guide, on peut supposer une part non négligeable d’eaux claires parasites sur le réseau. Ce point sera abordé lorsque l’on discutera des charges organiques.
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En temps de pluie les débits horaires (moyens et maximum) sont considérablement plus importants (cinq fois plus grands). Ces débit moyens, au regard des études faites sur ce type de système en temps de pluie ne sont pas préjudiciables au fonctionnement de la station tant que leur occurrence est relative à des pluies et non à des infiltrations d’eaux claires dans le réseau. On ne peut cependant présumer, sur la base de ces seules mesures, des variations qui pourraient avoir lieu pour des évènements pluvieux plus importants. On notera que la limitation de débit en entrée station à 90 m3/h maximum, d’après le CR de la réunion d’expertise du 09 Juin 2010, n’a pas été atteinte lors de cet événement pluvieux. Toutefois cette valeur est certainement trop importante sans que l’on puisse affirmer qu’elle soit responsable du dysfonctionnement de la station compte tenu de son occurrence certainement faible. Une limitation à 50 m3/h aurait été plus sécuritaire.
2.2. Charge organique reçue par la station
Les prélèvements 24 heures proportionnels au débit à chaque étape de traitement ont permis d’évaluer les différents flux de polluants. Les concentrations mesurées sont consignées dans le tableau suivant.
MeS DCO brute DCOd DBO5 NK N-NH4 N-NO3 N-NO2 PT P-PO4
Entrée Step 169 562 96 122 38,6 25,5 < 0,45 0,12 3,65 2,45
Sortie étage 1 37 81 46 - 24 18,1 4,95 0,3 3,8 3,6
Sortie étage 2 58 63 36 - 26,8 22,6 3,95 0,3 2,5 2,25
Tableau 7 : Concentrations moyennes 24 h mesurées à chaque étape de traitement (mg/l)
Pendant la mesure de 24 heures, 173 m3 sont entrés sur la station. Le taux de charge organique de la station est consigné dans le tableau suivant, en se basant sur les charges par EqH retenues dans le CCTP et celles issues de l’enquête EPNAC (Mercoiret 2010) sur un échantillon de plus de 10.000 bilans 24 heures sur des stations de moins de 2.000 EqH
MeS DCO brute DBO5 NK PT
Entrée Step 29,2 97,1 21,1 6,7 0,6
CCTP 64,0 96,0 48,0 12,0
EPNAC 60,0 124,0 48,0 12,0 1,7
% CCTP 45,6% 101,2% 43,9% 55,6%
% EPNAC 48,7% 78,3% 43,9% 55,6% 37,5%
Tableau 8 : Charges (kg/j) et % de charges de la station
On observe une différence de taux de charge sur le paramètre DCO par rapport aux autres paramètres. Au regard des analyses en entrée station sur les paramètres DCO brutes, dissoutes et MeS on peut affirmer qu’il y a une erreur analytique car le ratio (DCOb-DCOd)/MeS de 2,75 est irréaliste. Au
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2.3. Fonctionnement des filtres du premier étage
2.3.1. Hydraulique
La charge hydraulique reçue par le filtre pendant l’étude est donc de 48 cm/j en moyenne et de 31 cm/j si on considère uniquement la période de temps sec. Ces charges hydrauliques ne posent aucun problème au filtre en terme de fonctionnement. En revanche on note deux aspects négatifs au fonctionnement du filtre liés au régime d’alimentation du filtre :
Le débit surfacique d’alimentation :
Le débit des pompes d’alimentation (deux pompes en service en même temps) est de l’ordre de 50 m3/h, ce qui est largement insuffisant pour répartir les eaux usées à la surface d’un premier étage comportant un point d’alimentation pour 50 m² de surface. Les recommandations en terme de débit (Molle et al., 2004) mentionnent des valeurs strictement supérieures à 0,5 m3/h par m² de filtre alimenté. Soit dans le cas de la commune de Marlieux des débits d’alimentation de 200 m3/h.
Le volume des bâchées :
De même les lames d’eau envoyées sur le filtre en fonctionnement à chaque bâchées sont de l’ordre de 0,4 cm en temps sec et de 1 cm en temps de pluie, suivant le débit d’arrivée des eaux dans le poste lorsque les pompes fonctionnent. Des lames d’eau aussi faibles sont impossibles à répartir sur un filtre, raison pour laquelle les recommandations usuelles sont de fournir des bâchées de 2 à 5 cm. Les conséquences majeures de ces réglages d’alimentation sont :
Une mauvaise répartition des eaux à la surface des filtres tendant à surcharger les zones proches des points d’alimentation alors que d’autres zones sont non utilisées. Cela peut conduire à un colmatage localisé et un impact négatif sur les niveaux de traitement.
Une fréquence de bâchée importante (toutes les 16-20 minutes en temps sec et toutes les 8-9 minutes sur la période de temps de pluie).Cela est néfaste à l’infiltration des eaux dans le milieu et au renouvellement de l’oxygène. Pour rappel, dans un fonctionnement classique, la fréquence des bâchées a lieu toutes les 3-4 heures en temps sec.
La mauvaise répartition est une évidence par l’observation de la surface des filtres du premier étage. En temps sec, le flaquage total du filtre ne se fait pas et les dépôts de boues sont hétérogènes sur le filtre. Les mesures de résistivité électrique réalisées viennent confirmer cette mauvaise répartition. Elle provoque également des écoulements hétérogènes à l’intérieur du filtre, et par conséquent une accumulation hétérogène de matière organique au sein du système (cf. Figure 4).
Figure 4 : Profil de résistivité entre deux points d’alimentation sur le filtre du premier étage le 30 Mars 2011 à 16h03mn CemOA : archive ouverte d'Irstea / Cemagref
Les vitesses de drainage des filtres du premier étage sont conditionnées, d’une part par le régime hydraulique des alimentations, on l’a vu, pas favorable au drainage, mais aussi par le système de drains et de canalisation hors du filtre amenant les eaux au poste de bâchées du deuxième étage. Les mesures de débit, réalisées sur six heures en début de suivi (temps sec), au niveau du poste de bâchée entre les deux étages de traitement, révèlent que le débit de drainage est relativement constant et non dépendant des bâchées entrantes (cf. Figure 5).
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 30/03/2011 12:00 30/03/2011 13:12 30/03/2011 14:24 30/03/2011 15:36 30/03/2011 16:48 30/03/2011 18:00 0 2 4 6 8 10 12 14 dé bit de draina ge (m3 /h) bâchées
débit drainage étage 1
Figure 5 : Débit de drainage des filtres du premier étage
Le débit de drainage moyen est de 8 m3/h, avec des pointes mesurées de l’ordre de 12 m3/h. Ces débits sont relativement faibles. Une des explications résulte des débits d’alimentation sous-dimensionnés comme expliqué précédemment. Cependant, lors de l’épisode pluvieux, l’augmentation des débits en entrée station a provoqué une mise en charge du filtre du premier étage jusqu’à une saturation complète du filtre. Le filtre n’arrivait pas à drainer l’ensemble des eaux entrantes (cf. Figure 6 et évolution des profils de résistivité en annexe).
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Figure 6 : Mise en charge du filtre en période de temps de pluie
En l’espace de trois heures le filtre a été complètement saturé pour un débit d’entrée de 30 m3/h en moyenne. En fonctionnement normal on peut estimer que de l’ordre de 50% de la porosité d’un filtre est occupée par de l’eau. Sur les trois heures de temps de pluie, le filtre aurait donc stocké environ 64 m3. Compte tenu du débit d’alimentation pendant cette période, cela représenterait de l’ordre de 9 m3/h de débit de drainage, du même ordre de grandeur que celui mesuré en temps sec. Cela laisse à penser que le débit de drainage n’a que très peu augmenté malgré la saturation du filtre, et donc qu’un problème de drainage soit présent au niveau du premier étage.
Lors d’un dimensionnement hydraulique de FPR à écoulement vertical, le matériau poreux en lui même (avec son développement organique) doit être la seule contrainte hydraulique du système. Il est dimensionné de manière à ce que les eaux puissent s’écouler suffisamment rapidement pour permettre au milieu de rester non saturé d’une part et, d’autre part, à ce que l’oxygène ait le temps de saturer le système. Les surfaces et les matériaux mis en jeu dans ces ouvrages permettent largement de répondre à ces contraintes. Classiquement les vitesses d’infiltration moyennes mesurées sur ce type de système sont supérieures à 0,5.10-4 m/s (4,3 m/j) pour le premier étage et plus de 1.10-4 m/s (8,6 m/j), pour le deuxième étage. Soit largement suffisant pour accepter des surcharges hydrauliques de temps de pluie sans compromettre l’aération du système.
Ceci fonctionne dans la mesure où aucune autre étape ne vient limiter l’hydraulique. Dans le cas de la station d’épuration de la commune de Marlieux, compte tenu d’une absence de flaquage en surface, notre attention s’est portée sur le système de drainage. Chaque étage est constitué d’un seul drain central devant évacuer l’ensemble des eaux du filtre en alimentation. A ce titre, l’ensemble des eaux drainées par le réseau de drain des filtres doit pouvoir s’évacuer par ce tuyau. Les recommandations de dimensionnement en terme de drainage requièrent des drains d’un diamètre minimum de 100 mm. En ce sens la station de Marlieux est conforme aux recommandations minimales. Néanmoins si l’ensemble du réseau de drainage possède des drains de 100 mm, le drain central qui récupère l’ensemble des eaux n’est pas plus gros, et le diamètre des drains n’a pas été surdimensionné alors que la station est prévue pour 800 EqH en réseau unitaire.
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Dans l’hypothèse ou le drain final est l’étape limitante, on peut représenter grossièrement le filtre comme un réservoir qui doit évacuer les eaux. On peut alors estimer, pour différentes hauteurs d’eau accumulée dans le filtre, quel est le débit de sortie que doit pouvoir évacuer le drain, par la formule de Torricelli (cf. Figure 7). 0 10 20 30 40 50 60 0 0,05 0,1 0,15 0,2 hauteur d'eau (m) d é b it d e d ra in a g e (m 3 /h )
Figure 7 : Vidange théorique du drain du premier étage suivant l’hypothèse de la vidange de cuve
On observe que la section du drain en lui même doit pouvoir évacuer le débit en temps sec sans provoquer de mise en charge complète du filtre ; ce que nous avons observé. Cependant pour évacuer un débit en temps de pluie de 50 m3/h, comme observé en fin de mesure, une mise en charge de 15 cm du fond du filtre serait nécessaire. Il représente donc une limitation hydraulique sérieuse, nuisant également à l’aération par le fond du système.
Pour expliquer la mise en charge complète du filtre lors de l’événement pluvieux on peut regarder la faible densité de drains par rapport à la surface des filtres. L’analyse des plans (du 05/04/2007) qui nous ont été transmis permet de chiffrer le linéaire de drains dans chaque filtre du premier étage (85 m par filtre). Dans l’hypothèse, non vérifiée, que les drains ont été réalisés dans les règles de l’art, on peut faire l’hypothèse qu’ils possèdent des fentes de 5 mm tous les 15 cm sur 1/3 du périmètre du drain. L’eau doit alors passer au travers d’une surface de passage de 0,3 m². En utilisant Darcy (écoulement saturé en milieu poreux) il faudrait alors que les matériaux de la couche drainante du filtre ait une perméabilité de 5.10-2 m/s pour évacuer le débit en temps de pluie. Si un matériau vierge de 10 mm de taille de particule permet de s’assurer d’une telle perméabilité, il n’est pas certain que le matériau avec son développement de biomasse conserve une perméabilité suffisante pour évacuer le débit en temps de pluie. Ce qui provoquerait inévitablement une limitation hydraulique supplémentaire pouvant conduire à la mise en charge complète du filtre.
Ces deux remarques (diamètre des canalisations de drainage et densité de drains), et l’observation de terrain lors du temps de pluie, mettent en évidence le sous-dimensionnement des drains du premier étage pour le temps de pluie. Il en résulte une mise en charge du filtre, lors de tels évènements, néfaste au fonctionnement biologique du système (aération déficiente). S’il s’agit d’un problème manifeste de conception, il ne peut cependant pas être établi que cela ait engendré les dysfonctionnements observés sur le deuxième étage. Cela explique en revanche les mauvais rendements de nitrification du premier étage (cf. paragraphe 2.3.2.).
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2.3.2. Fonctionnement biologique des filtres du premier étage
L’étude du fonctionnement biologique de la station s’est focalisée sur le processus de nitrification, processus le plus sensible aux conditions d’écoulement et d’oxygénation des filtres. Pour les paramètres liés au MeS, DCO et DBO5 aucun dysfonctionnement majeur n’est observé.
Le rendement de nitrification mesuré sur le bilan 24 heures est de 38% pour une charge de 55% de la charge nominale (cf. Tableau 8 (page 9)). Si on compare cela aux rendements surfaciques habituellement obtenus sur ces systèmes (cf. Figure 8) on observe que les filtres du premier étage nitrifient faiblement ; à cette charge là des rendements supérieurs à 60% devraient être obtenus.
0 5 10 15 20 25 30 35 0 10 20 30 40 50 60 charge reçue (gNK/m²/j) C h a rg e t ra it é e ( g N K /m ²/
j) référence (molle et al., 2008) bilan Marlieux
Figure 8 : Efficacité de nitrification de la station de Marlieux lors du bilan 24 h
Les paramètres qui peuvent influencer sur les performances de nitrification sont liés à l’oxygénation du massif, au temps de passage dans le filtre ainsi qu’aux charges reçues. Dans la mesure où les charges en azote et les charges hydrauliques ne peuvent être incriminées, les aspects liés à l’hydraulique et à l’oxygénation, en revanche, peuvent l’être. Les difficultés de drainage des filtres, on l’a vu, provoquent des mises en charges ponctuelles du fond du filtre pouvant nuire à l’oxygénation (plus d’aération par le fond, teneur en eau importante au fond …).
Des mesures de profils d’oxygène ont été réalisées en différents points sur le filtre en période de temps sec (cf. Figure 9).
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Figure 9 : Localisation des profils d’oxygène sur le filtre en fonctionnement du premier étage
Les mesures effectuées montrent clairement que l’oxygène dans la phase gazeuse du filtre est moindre proche des points d’alimentation (hétérogénéité de la distribution des eaux en surface) et que l’oxygénation au fond de massif est faible là où les eaux s’infiltrent.
TENEUR CO2 ET O2 A 30CM DE PROFONDEUR
0 5 10 15 20 25 1 2 3 4 5 6 point % CO 2 O2 CemOA : archive ouverte d'Irstea / Cemagref
TENEUR CO2 ET 02 A 50CM DE PROFONDEUR 0 5 10 15 20 25 1 2 3 4 5 6 point % CO2 O2
Figure 10 : Mesures d’oxygène dans le filtre du premier étage en période de temps sec
Si les valeurs ne sont pas, dans l’ensemble, alarmistes, elles montrent néanmoins une déficience d‘oxygénation par le fond sauf dans les zones où l’eau ne s’infiltre pas (points 2 et 3) pour lesquelles il n’y a pas ou peu de consommation d’oxygène.
2.4. Fonctionnement des filtres du deuxième étage
Dès la première visite de la station, il est évident de statuer sur le très mauvais état du deuxième étage de traitement. Ce filtre, complètement colmaté, n’est pas récupérable et devra entièrement être refait (cf. Figure 11).
Figure 11 : Etat de surface d’un des filtres du deuxième étage
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L’objectif de cette partie est alors de présenter les causes qui ont amené cet étage à dysfonctionner puis à se colmater. Dans la mesure où les surfaces mises en jeu et les charges reçues par cet étage ne sont pas éloignées des recommandations (cf. paragraphe 1.2.), les causes principales du colmatage irréversibles du filtre sont à chercher ailleurs. Quatre causes nous paraissent importantes à mentionner :
L’incidence du fonctionnement du premier étage :
La mauvaise répartition de l’eau du premier étage revient à surcharger certaines zones de ce filtre et donc de minimiser les rendements opératoires du premier étage. Ce paramètre n’est pas visualisable sur la partie particulaire des polluants lors de notre bilan mais les rendements observés sur la partie dissoute et notamment la nitrification, sont plus bas que ce que l’on peut attendre d’un premier étage. Cela revient donc à surcharger organiquement le deuxième étage. Nous ne traduirons cependant pas cette cause comme prépondérante vis à vis du dysfonctionnement du deuxième étage. En effet, compte tenu des rendements observés au premier étage, la charge que recevrait un filtre au deuxième étage serait de l’ordre de 15 g NK/m²/j, ce qui est tout à fait compatible avec un fonctionnement performant.
L’incidence du dispositif de distribution des eaux à la surface du deuxième étage :
L’alimentation des filtres du deuxième étage se fait d’une part par le dispositif de bâchée, et d’autre part par les rampes d’alimentation. Les rampes d’alimentation du deuxième étage (de diamètre de 50 mm) sont relativement petites et ne couvrent pas toute la longueur totale des filtres. Elles ne peuvent par conséquent pas débiter correctement le débit venant du premier étage. En conséquence de quoi le dispositif de bâchée est constamment en charge rendant impossible la mise en place de bâchées sur cet étage. Ce point avait été observé dès le début de la station par la société ABT qui devait installer le système de bâchée. Cette société nous a en effet informé que, lors de leur visite pour l’installation de la chasse à clapet le 12 Avril 2006, la cuve de chasse en béton était pleine d’eau alors que le dispositif de chasse n’était pas installé. La limitation hydraulique des rampes était déjà visible et ce malgré un drainage limité du premier étage. Les problèmes de pentes, de diamètres des canalisations et de niveau ont également été mentionnés par la société ABT dans leur courrier du 24 Juin 2008. Pour l’ensemble de ces raisons les bâchées ne peuvent se faire correctement. La résultante est une alimentation continue du deuxième étage qui nuit à l’aération du massif et accélère le colmatage des filtres. Une fois les filtres colmatés, les faibles vitesses d’infiltration ont forcé l’exploitant à alimenter les deux filtres à la fois pour éviter des débordements : l’alternance a donc été supprimée. Les problèmes de niveau hydraulique et de sous-dimensionnement des rampes d’alimentation ont conduit les filtres dans un cercle vicieux vers le colmatage irréversible des filtres.
L’incidence du système de drainage des filtres du deuxième étage :
D’après les plans qui nous ont été fournis (validés le 05/04/2007), un seul drain (DN 100) par filtre est présent au deuxième étage. Compte tenu des remarques faites sur le système de drainage du premier étage on réalise ici l’importance du sous-dimensionnement du drainage à cet étage. Ce sous-dimensionnement a certainement joué un rôle dans la mise en charge du fond de filtre en début de vie du système, lorsque le filtre n’était pas encore colmaté. Actuellement, la limitation hydraulique du filtre se fait par le colmatage de surface mais le sous-dimensionnement des drains pose de sérieux problèmes d’aération par le fond du massif. Les mesures d’oxygène réalisées à cet étage sont
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Figure 12 : Traces de zone anoxique à l’interface sable/gravier au deuxième étage de filtres
Ce problème de drainage et d’aération par le fond du massif est, tout comme le problème d’alimentation de cet étage, une cause forte de dysfonctionnement de l’ouvrage.
Niveau hydraulique de sortie station :
Les problèmes de niveau du fil d’eau en sortie de station par rapport à celui de la rivière en période de crue ont provoqué des mises en charge du fond du deuxième étage de traitement au début de vie du système. Ce point nous a été rapporté par différents acteurs impliqués à ce projet. Cela a conduit à la mise en place du poste de relevage en sortie station. Sans pouvoir précisément quantifier l’importance de cette erreur de construction, il est clair que cela n’a pu qu’accélérer les dysfonctionnements dans le même sens que le point précédent.
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3. Conclusions
Les problèmes majeurs que connaît la station de Marlieux sont d’un ordre principalement hydraulique. Pour certains, comme le sous-dimensionnement des débits d’alimentation et des volumes de bâchées sur les filtres du premier étage, mais ils ne peuvent expliquer à eux seuls les dysfonctionnements majeurs de la station. Pour d’autres ils sont prépondérants sur les dysfonctionnements observés.
Les dysfonctionnements irréversibles observés au deuxième étage sont liés :
Au sous-dimensionnement du système de distribution des eaux ;
Au sous-dimensionnement du système de drainage – aération. A ce titre cet étage doit être absolument revu entièrement.
En ce qui concerne le premier étage de traitement, son sous-dimensionnement en terme de drainage a été mis en évidence. Ce sous-dimensionnement ne pose actuellement pas de problème grave et irréversible vis à vis du traitement ou de la pérennité de l’ouvrage. Seule une mise en charge en temps de pluie est observée. Cependant on peut se poser la question de l’impact de ce mauvais dimensionnement sur le long terme. Une déficience en oxygène plus marquée qu’actuellement (manque d’aération par le fond) peut tout à fait apparaître avec le vieillissement du filtre et provoquer son colmatage. Cela ne peut être qu’un facteur aggravant néfaste à la longévité de l’ouvrage qui nécessiterait de la part la collectivité, un investissement de remise en état plus tôt que prévu. Pour cette raison nous conseillerions de revoir la partie drainage, actuellement sous-dimensionnée, du premier étage.
Dans l’hypothèse où le choix final est de refaire entièrement la station nous recommandons alors de revoir également le poste d’entrée station afin d’avoir des volumes et des débits de bâchées en accord
avec les préconisations. CemOA
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4. Bibliographie
Agence de l’eau RM&C (2005). Epuration des eaux usées par filtres plantés de macrophytes :
Recommandations techniques pour la conception et la réalisation. (disponible sur le site http://epnac.cemagref.fr)
Boutin C., Prost-Boucle S., Boucher M. (2010). Étude des filtres plantés de roseaux dimensionnés
pour des campings. (disponible sur le site http://epnac.cemagref.fr)
Mercoiret L. (2010). Qualité des eaux usées domestiques produites par les petites collectivités -
Application aux agglomérations d’assainissement inférieures à 2.000 Equivalent Habitants. (disponible sur le site http://epnac.cemagref.fr)
Molle P. (2003), Filtres plantés de roseaux : limites hydrauliques et rétention du phosphore. Thèse de
génie des procédés, Université Montpellier/Cemagref, 267p.
Molle P., Liénard A., Boutin C., Merlin G., Iwema A. (2004). Traitements des eaux usées
domestiques par marais artificiels : état de l’art et performances des filtres plantés de roseaux en France. Ingénierie EAT, n° spécial (2004), pp 23-32. (disponible sur le site http://epnac.cemagref.fr)
Molle P. (2008), Evaluation du procédé Rhizostep® de SAUR. (disponible sur le site
http://epnac.cemagref.fr)
Molle P., Prost-Boucle S., Liénard A. (2008b). Potential for total nitrogen removal by combining
vertical flow and horizontal flow constructed wetlands : A full-scale experiment study. Ecological Engineering, vol. 34 (1), pp 23-29. CemOA : archive ouverte d'Irstea / Cemagref
5. Annexe
Profil de résistivité étage 1 à 16h03 le 30/03
Profil de résistivité étage 1 à 17h36 le 30/03
Profil de résistivité étage 1 à 11h10 le 31/03
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