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Chapitre 4 RÉSULTATS ET DISCUSSION

Table des matières

Dans ce chapitre, l’ensemble des résultats de l’étude d’affinage par NF sont présentés et expliqués. Premièrement, les résultats des essais de caractérisation de la membrane NF200 et de son module spiralé sont dévoilés à la section 4.1. Ces essais se sont déroulés en laboratoire au début du projet. Par la suite, il est possible de prendre connaissance des résultats des essais d’affinage réalisés sur le site expérimental à l’UTE de Sainte-Foy. Cette partie est divisée en deux principaux blocs. Le premier bloc comprend les sections 4.2, et 4.3 et présente tous les résultats en rapport avec la qualité de l’eau. Ensuite, le deuxième bloc constitué de la section 4.4 s’attarde aux résultats traitant de la productivité du système membranaire. Finalement, les éléments à considérer pour une mise à l’échelle réelle d’un système d’affinage par NF sont brièvement présentés à la section 4.5.

Tel qu’expliqué à la section 3.4, les caractérisations de la membrane et du module sont importantes afin de bien pouvoir analyser les performances du système de NF dans des conditions contrôlées. La caractérisation présentée ici comprend la mesure de l’effet de la température sur la perméabilité de la membrane, la mesure de la séparation de solutés modèles et l’établissement d’une corrélation entre la perte de charge dans le module, le débit d’écoulement tangentiel et la température.

La perméabilité à l’eau pure de la membrane NF200 a été mesurée à différentes températures selon la procédure de la section 3.4.1. Les courbes des vitesses de perméation en fonction des pressions transmembranaires moyennes ont été tracées pour chaque température fixée (voir Figure 13). Les pentes des courbes correspondent à la perméabilité de la membrane à ces températures, tel que le montre l’Équation 2.2.1.

La perméabilité de la membrane NF200 à l’eau pure à la température de référence de 25 °C est de 1,89x10-11 m/(s.Pa). Comme cela était prévu, la perméabilité de NF200 diminue beaucoup lorsque la température baisse à cause des raisons présentées à la section 2.2. En eau froide, la viscosité de l’eau est plus élevée et il faut donc plus de pression pour opérer à la même vitesse de perméation. En plus de l’effet de viscosité, qui est explicable par la loi de Darcy, la température a un effet sur la structure des matériaux polymériques des membranes de NF. Cela est explicable par la théorie du volume libre. Le volume des pores diminuerait un peu en présence d’eau froide réduisant ainsi davantage la perméabilité de la membrane. Avec les perméabilités calculées à 5 différentes températures (les pentes), une corrélation a été déterminée à l’aide d’un polynôme du degré 3 pour pouvoir ramener la perméabilité de la membrane NF200 à une valeur de référence de 25°C en tout temps. La correction en température T est donc la suivante :

Équation 4.1.1

À partir des résultats expérimentaux, il a aussi été possible de vérifier l’applicabilité de l’Équation 2.2.2 basée sur la théorie du volume libre. Grâce à la loi des moindres carrés et de la fonction « solveur » d’Excel il a été possible de déterminer la validité de cette équation avec un coefficient β de 3436 :

Équation 4.1.2

Il est intéressant de vérifier la contribution de la viscosité de l’eau au changement de perméabilité de la membrane. La viscosité varie en température selon l’Équation 2.4.1. Le graphique de la Figure 14 illustre les coefficients de correction en température pour le calcul de la perméabilité de la membrane NF200 pour la contribution de la viscosité à elle seule et pour la correction globale. Le polynôme de degré 3 (Équation 4.1.1) et l’équation basée sur la théorie du volume libre (Équation 4.1.2) sont comparés pour la correction globale.

Le changement de viscosité de l’eau n’explique pas à lui seul la perte de perméabilité de la membrane en eau froide. Si cela était le cas, la perméabilité de la membrane à 1 °C serait à environ 50 % de celle à 25 °C. En réalité, dû à l’effet de la température sur la structure du matériau membranaire, la perméabilité à 1°C n’est que d’environ 35 % de celle à 25 °C. Le polynôme du degré 3 pour la correction de la perméabilité en température est presque identique à l’Équation 4.1.2 formulée d’après la théorie du volume libre. Une petite différence peut tout de même se remarquer en dessous de 4°C. Cela est probablement attribuable au fait que l’Équation 2.2.2 a été formulée par ses auteurs pour un domaine de températures allant de 5 à 41 °C. Étant donné que cette dernière équation relève de fondements théoriques et que le polynôme de degré 3 lui a été trouvé de façon empirique, c’est l’Équation 4.1.2 qui a été utilisée pour corriger la perméabilité à 25 °C lors des essais d’affinage par NF réalisés au cours de ce projet de recherche.

Des solutions de NaCl et de DEG ont été nanofiltrées selon la procédure expérimentale décrite à la section 3.4.2 dans différentes conditions afin de découvrir l’influence de celles-ci sur la séparation effectuée par NF200. Pour le NaCl, les variables ont été la concentration de l’alimentation et la vitesse de perméation tandis que pour le DEG, les variables ont été la température de l’alimentation, la vitesse de perméation et le débit de recirculation.

Afin d’évaluer les concentrations en NaCl et d’appliquer l’Équation 2.1.1, une courbe de calibrage en fonction de la conductivité a été établie. Cette courbe de calibrage est présentée à l’Annexe 6. Ainsi, les taux de séparation du NaCl ont été calculés à partir de la simple mesure de conductivité. La concentration moyenne dans l’écoulement tangentiel a été calculée avec l’Équation 2.3.3. La Figure 15 présente les résultats des essais de séparation du NaCl.

Les résultats montrent de façon claire que la séparation d’un sel, ici le NaCl, peut varier énormément en fonction des conditions appliquées. La séparation augmente lorsque la concentration diminue et lorsque la vitesse de perméation augmente. Par exemple, pour une concentration de 700 mg/L, la séparation passe de 45% à plus de 80% lorsque vp augmente d’un facteur 4 aux conditions testées, c’est-à-dire à une température de 25 °C et un débit de recirculation de 53,3 L/min. L’augmentation de la vitesse de perméation a deux effets antagonistes. D’un côté, l’augmentation de vp entraîne un accroissement de la polarisation de la concentration, c’est-à-dire que l’écart entre Cet et Cm augmente et donc cela a tendance à faire baisser fob. D’un autre côté, l’augmentation de vp a tendance à faire augmenter fre de manière asymptotique [3] et donc à faire augmenter fob. Dans notre cas, ce deuxième effet est prédominant. Pour une même vitesse de perméation, la baisse de séparation lorsque la concentration en NaCl augmente s’explique par la neutralisation partielle de la charge négative de la membrane NF200 par les ions Na+. Ceci a tendance à limiter la répulsion électrostatique des ions Cl- et donc à limiter la séparation globale du NaCl. Ce phénomène a aussi été observé dans une étude réalisée à l’Université Laval avec des membranes chargées négativement [44].

Les résultats des essais de séparation du DEG sont présentés au graphique de la Figure 16. Les taux de séparation observée ont été obtenus grâce à la mesure de COT dans les échantillons d’alimentation, de perméat et de concentré et en appliquant l’Équation 2.3.3 afin de calculer Cet. Comme le NaCl, le DEG est séparé plus ou moins bien en fonction des conditions appliquées au système de NF. Il est possible de remarquer le même effet que pour le NaCl pour ce qui est de l’influence de la vitesse de perméation sur la séparation observée, c’est-à-dire que la séparation augmente en fonction de vp. L’allure asymptotique de fob en fonction de vp est trompeuse car il pourrait y avoir une baisse de fob à plus forte valeur de vp comme cela a été observé par Bouchard et al. [3]; cette baisse étant due à la polarisation de la concentration (voir ci-avant). L’incurvation de la courbe de l’essai réalisé à 6°C n’est pas perceptible puisque la séparation n’a pas été mesurée à vp = 34,1 L/(h.m2), les échantillons correspondant à cette vitesse ayant été perdus.

Ces essais montrent aussi que la séparation est supérieure lorsque le débit de recirculation augmente et lorsque la température diminue. Toutefois l’effet de Qr n’est pas très prononcé comparativement à l’effet de la température. Le débit de recirculation balaye la surface de la membrane afin de renvoyer le DEG situé à proximité de la membrane vers le cœur de l’écoulement tangentiel tel qu’il a été mentionné à la section 2.3 lorsqu’il a été question du phénomène de la polarisation de la concentration. Donc, plus Qr est élevé et plus Cet augmente dû la réduction de Cm. Par conséquent, la séparation observée augmente lorsque Qr augmente. La température de l’eau peut avoir une influence considérable sur les taux de rétention. La Figure 16 nous montre que la séparation peut baisser de 30 % lorsque la température passe de 6°C à 25°C. Cela peut être interprété par une plus grande diffusion du DEG à travers la membrane lorsque la température est élevée. Cela peut aussi être interprété en terme d’augmentation du volume des pores de la membrane avec la température tel que cela a été discuté à la section 4.1.1. La rétention des molécules de DEG serait diminuée par cette augmentation de volume des pores des membranes de NF.

En suivant la procédure expérimentale de la section 3.4.3, de l’eau déminéralisée a été nanofiltrée à différentes températures et différents Qet. Les résultats de ces essais ont permis de trouver les constantes ω et n de la corrélation entre la perte de charge dans le module, le débit d’écoulement tangentiel et la température, exprimée par l’ Équation 2.4.4, en supposant implicitement que les effets d’entrée et de sortie sont assimilables à une perte de charge par friction ou sont négligeables. À l’aide de la fonction « solveur » d’Excel et en appliquant la loi des moindres carrés aux valeurs expérimentales et calculées de ΔPes, des valeurs de ω = 8,81 et de n = 0,3 ont été trouvées pour le module NF200-4040. Cela permet donc d’exprimer l’Équation 2.4.4 comme suit :

Équation 4.1.3

Les valeurs des paramètres dH, Aeff, N et de d’autres caractéristiques des espaceurs et des canaux d’écoulement tangentiels du module à l’étude sont présentées à l’Annexe 7. Le graphique de la Figure 17 représente la perte de charge dans le module propre en fonction du débit d’écoulement tangentiel moyen et de la température de l’eau. Les résultats expérimentaux de cette série d’essais et les valeurs théoriques calculées avec l’Équation 4.1.3 y sont comparés.

Il est montré que la perte de charge augmente de façon non-linéaire avec le débit d’écoulement tangentiel. La perte de charge augmente aussi lorsque la température diminue puisque l’eau est plus visqueuse à basse température ce qui crée davantage de friction sur les parois des canaux du module et dans les espaceurs. De plus, l’effet de la température est plus important à haut débit. À la section 4.4.6, l’Équation 4.1.3 sera utilisée pour suivre la cinétique d’obstruction des canaux d’écoulement tangentiels du module NF200-4040 au cours des essais in situ. La théorie présentée à la section 2.4.3 sera alors utilisée et l’obstruction des canaux d’écoulement tangentiels sera traduite par l’augmentation du diamètre du brin des espaceurs dF contenus dans ces canaux.

Maintenant que les résultats des essais préliminaires ont été présentés, voici la section 4.2 qui regroupe les résultats de la qualité de l’eau et des performances de séparation de la membrane NF200 lors des essais in situ réalisés à l’UTE de Sainte-Foy.

Au cours de la période expérimentale in situ du projet qui s’est déroulée d’octobre 2003 à mai 2004, l’alimentation de la NF a été échantillonnée régulièrement pour fin d’analyses. Rappelons que l’alimentation est l’eau qui a subi la filtration sur sable et la préfiltration 5 μm (voir Figure 12). Les paramètres analysés et la fréquence des analyses sont présentés à la section 3.5.3. Le suivi de la qualité de cette eau permet d’évaluer les effets de la variation des différents paramètres de qualité sur le traitement d’affinage par NF. En particulier, tel qu’expliqué à la section 2.5.3, le colmatage peut dépendre de la qualité de l’alimentation. Celle-ci peut aussi influencer directement la qualité du perméat de NF.

Parallèlement, le suivi de la qualité du perméat de NF a permis d’évaluer globalement les performances du traitement d’affinage tandis que le suivi de la qualité du concentré a permis de calculer les concentrations moyennes dans l’écoulement tangentiel à l’aide de l’Équation 2.3.3. Ces concentrations servent à calculer les taux de séparation observés de divers constituants par la membrane NF200 tout au long de l’étude à l’aide de l’Équation 2.1.1. Au cours d’un même essai, la qualité de l’alimentation peut varier un peu en fonction des marées du fleuve Saint-Laurent et des conditions météorologiques mais les variations majeures s’observent sur une base saisonnière. Le Tableau 6 présente les valeurs minimales et maximales des valeurs moyennes calculées lors de chaque essai de NF pour les paramètres de qualité de l’eau suivis dans le perméat Cp, l’alimentation Ca, l’écoulement tangentiel Cet et le concentré Cc. Ce tableau synthèse comprend les paramètres du Tableau 5 mis à part le CODB qui a fait l’objet de 2 campagnes d’échantillonnages ponctuelles. Le Tableau 6 présente aussi la dureté et l’indice de Langelier calculés avec l’Équation 3.5.1 et l’Équation 3.5.2. Des taux moyens de séparation observée sont présentés dans ce tableau. Deux taux sont calculés :

  • Taux de séparation « A » par rapport à l’alimentation : (1 – Cp/Ca);

  • Taux de séparation « ET » par rapport à la concentration moyenne dans le module membranaire: (1 – Cp/Cet).

Le deuxième taux est supérieur au premier car la concentration Cet est plus grande que Ca à cause de la recirculation partielle du concentré à l’entrée du module.

Il est important de remarquer que la qualité de l’alimentation a varié de façon significative au cours de la période expérimentale. Ces variations peuvent dépendre des saisons, des conditions météorologiques et des conditions d’opération du traitement conventionnel y compris les dosages de produits chimiques. Pour ce qui est de l’efficacité du traitement d’affinage par NF, il est facile de remarquer que, comme prévu (voir section 3.3), la membrane NF200 enlève presque toute la matière organique de l’eau mais que l’enlèvement des espèces inorganiques est beaucoup moins important. Les sous-sections suivantes traitent des résultats de qualité d’eau obtenus pour chaque catégorie de paramètres. Mentionnons que la turbidité n’a pas été suivie tout au long des essais à cause des limitations analytiques. En effet, la turbidité de l’alimentation était déjà très faible (< 0,11 UTN), le seuil de détection est de 0,05 UTN et l’incertitude sur la mesure de la turbidité annoncée par le fabricant est proche de ± 0,01 UTN pour des turbidités inférieure à 0,2 UTN. De plus, il a été difficile d’obtenir des valeurs stables en dessous de 0,1 UTN. Les valeurs rapportées au Tableau 6 sont donc présentées à titre indicatif seulement. Cela ne permet pas de statuer rigoureusement sur le respect de la norme technologique de 0,1 UTN pour les procédés membranaires mais indique que cette norme devrait être respectée.

Au Québec, la température des eaux de surface varie considérablement au cours des saisons. La température de l’eau du fleuve Saint-Laurent peut dépasser 23°C en été tandis quelle peut être très proche de 0°C en hiver [38]. La Figure 18 illustre la variation de la température de l’alimentation au cours de la période expérimentale. Cette énorme variation de température a eu une influence marquée sur la productivité du traitement membranaire puisque la perméabilité de la membrane NF200 varie considérablement avec la température tel qu’il a été démontré à la section 4.1.1. Pour tenir une vitesse de perméation constante tout au long de l’année, il faut fournir beaucoup plus de pression et donc d’énergie au système lors de la période hivernale. Ce sujet sera discuté à la section 4.4 où les résultats des essais ayant attrait à la productivité du système de NF seront présentés.

Tel qu’il a été expliqué à la section 1.2, un des objectifs principaux d’un traitement d’affinage est l’enlèvement plus poussé de la matière organique dissoute avant l’étape de chloration. Une façon simple d’étudier l’évolution de la MON dans une chaîne de traitement d’eau potable est de suivre les indicateurs comme le COT et l’absorbance UV à 254 nm. Ces deux paramètres sont relativement simples à mesurer. Le COT renseigne sur la quantité de MON présente dans l’eau tandis que l’absorbance UV à 254 nm renseigne sur la qualité de la MON. En fait, l’indice SUVA qui est la fraction UV/COD, est un indicateur du caractère hydrophobe/hydrophile de la MON. Le SUVA peut permettre d’évaluer le potentiel de formation des SPC puisque la matière hydrophobe est souvent associée aux précurseurs de ces sous-produits. Ce sont ces indicateurs qui ont été suivis au cours de cette étude pour évaluer l’efficacité de l’affinage. Par ailleurs, pour évaluer le potentiel de recroissance des microorganismes en réseau de distribution, le paramètre CODB a été étudié.

Tel qu’il a été présenté à la section 1.2, le traitement conventionnel permet habituellement un enlèvement limité de la matière organique.  Il serait intéressant de comparer l’efficacité du traitement conventionnel par rapport à celle du traitement plus poussé de la NF. Toutefois, l’eau brute du Saint-Laurent n’a pas été échantillonnée pour fin d’analyses au cours de la présente étude et il est donc impossible de déterminer l’efficacité du système conventionnel de l’UTE de Sainte-Foy. Malgré tout, à titre indicatif, le Tableau 7 montre comment le COT et l’UV254nm ont évolué dans l’eau brute alimentant l’UTE de Sainte-Foy dans le passé. Les données sur l’eau brute proviennent d’une étude réalisée par des chercheurs de l’Université Laval en 2000-2001 [45]. Le Tableau 7 présente aussi les valeurs mesurées dans l’alimentation et le perméat au cours de la présente étude pour les paramètres organiques.

Si on compare les valeurs à l’eau brute aux valeurs mesurées dans l’alimentation au cours de la présente étude, cela correspond à des taux d’enlèvement de 15 à 30 % pour le COT et de 65 à 85 % pour l’UV254nm. En plus de l’enlèvement accompli par le traitement conventionnel, la membrane NF200 a permis une séparation supplémentaire du COT à des taux de 85 à 96 % et de l’ UV254nm à des taux de 91 à 99 % lors de la présente étude. L’indice SUVA moyen serait réduit d’environ 4,6 à 1,4 L/(m.mg) entre l’eau brute et l’alimentation et a été réduit de 1,4 à 0,6 L/(m.mg) entre l’alimentation et le perméat. Cela démontre une très grande efficacité du traitement d’affinage par NF pour enlever la MON de l’eau du fleuve Saint-Laurent. La Figure 19 et la Figure 20 montrent les concentrations moyennes en COT et les mesures de l’UV254nm lors des essais pour l’alimentation, le concentré et le perméat produit. Il est à noter que le COT et l’UV254nm du perméat sont demeurés près des limites de détection, à savoir 0,2 mg/L pour le COT et 0,001 cm-1 pour l’absorbance UV. Dans certains cas, ces paramètres sont même descendus sous les limites de détection et n’ont donc pas été représentés sur les graphiques.

La teneur un peu plus élevée en COT dans l’alimentation lors de l’essai du 31 octobre 2003 pourrait s’expliquer par un épisode de pluies intenses survenu durant cette période. Les concentrations en COT dans l’alimentation qui sont relativement élevées pendant la période hivernale pourraient s’expliquer par une moins grande efficacité à basse température de l’étape de coagulation-floculation du traitement conventionnel. L’aide-floculant LT20, qui est un polymère injecté dans les décanteurs, pourrait moins bien réagir avec la MON à basse température et pourrait aussi contribuer à accélérer le colmatage des membranes. La baisse subite de COT dans l’alimentation vers la fin mars et la remontée vers la fin avril pourrait être due à un effet de dilution créé par la fonte rapide des neiges au printemps 2004. Le COT du concentré présente des variations importantes d’essai en essai mais cela est principalement dû au fait que les taux de récupération globaux ont varié lors de la période expérimentale. Des TRG de 65, 70 et 75 % ont été testés et cela a influencé les taux de concentration dans le module membranaire. Cela peut aussi être observé pour la majorité des analyses physico-chimiques effectuées sur le concentré.

La Figure 21 présente les variations de l’indice SUVA de l’alimentation et du concentré lors des essais pilotes. L’indice SUVA du perméat n’est pas représenté puisque le COT et l’absorbance UV à 254 nm du perméat sont très faibles. Il en résulterait une division entre deux nombres très petits ce qui donnerait des variations non significatives de l’indice SUVA.

L’indice SUVA de l’alimentation a varié entre 1,1 et 1,6 L/(m.mg) tandis que la moyenne pour l’eau brute a été évaluée à 4,6 L/(m.mg). Cela confirme que le traitement conventionnel enlève préférentiellement les substances humiques de nature hydrophobe et de haute masse molaire. Le COT présent dans l’eau de l’alimentation comprend donc une proportion élevée de molécules de faible masse molaire à caractères plus hydrophiles. Cette information est importante par rapport au colmatage des membranes de NF. En effet, la MON non-humique serait moins colmatante que la MON humique tel que discuté dans le Chapitre 2. La caractérisation de la MON de l’eau de l’UTE de Sainte-Foy sera poursuivie à la section 4.3 alors que les résultats d’essais d’UF et d’un fractionnement hydrophobe/hydrophile seront présentés. Il est important de garder en tête que la variation du COT et de l’UV254nm de l’alimentation peut avoir un impact sur la cinétique de colmatage des membranes de NF.

L’eau distribuée par l’UTE de Sainte-Foy comportait en 2002 et en 2003 des concentrations moyennes annuelles en THM d’environ 30 μg/L ce qui est relativement loin de la norme de 80 μg/L [46]. Ceci est une conséquence indirecte du faible indice SUVA de l’alimentation et donc de la faible fraction de substances humiques hydrophobes contenues dans l’eau distribuée. Dans cette UTE, l’affinage par NF ne se justifie donc pas par un besoin important de réduire les précurseurs des THM. Toutefois, le COT assez élevé de l’alimentation (2 à 3 mg/L) peut contenir des molécules organiques de faible masse molaire qui peuvent être plus facilement biodégradables par les bactéries. Cela peut favoriser la recroissance de ces bactéries en extrémité de réseau et nécessiter des besoins importants de rechloration. Pour évaluer le potentiel de recroissance des bactéries en réseau de distribution des mesures de CODB ont été faites à deux reprises durant la période expérimentale à 5 points d’échantillonnage différents dans la filière de traitement. Les échantillons sont l’eau du canal d’eau filtrée, l’eau post-ozonée, l’alimentation du montage pilote c’est-à-dire l’eau préfiltrée, le perméat de NF et le concentré de NF. Le Tableau 8 présente sommairement ces résultats.

À la sortie des filtres à sable, l’eau est acheminée dans le canal d’eau filtrée et se dirige ensuite vers l’étape de post-ozonation (voir Figure 11). Le système de NF a été placé vis-à-vis de la sortie du filtre à sable #1 de l’usine. Il a donc été possible de comparer l’effet de l’ozonation et celui de la NF sur la teneur en CODB de l’eau de l’UTE de Sainte-Foy. Lors des deux jours d’analyse, le CODB de l’eau post-ozonée a augmenté un peu par rapport à celui de l’eau du canal d’eau filtrée de 0,28 à 0,30 mg/L en janvier et de 0,36 à 0,44 mg/L en avril. Bien que l’ozone ait un effet désinfectant important, il contribue aussi à couper les chaînes organiques en de petites molécules plus facilement biodégradables par certaines bactéries. C’est pourquoi le CODB augmente après la post-ozonation. L’effet a été moins significatif le 28 janvier probablement parce que la dose d’ozone en post-ozonation a été de 0,45 mg/L [39] ce qui est très bas. Le 14 avril, la dose a été de 0,55 mg/L [39]. Normalement, la dose en post-ozonation varie entre 0,5 et 1,2 mg/L et l’objectif est d’avoir un résiduel d’ozone de 0,2 mg/L à la sortie du bassin de la post-ozonation [39]. La dose est appliquée à la sortie du canal d’eau filtrée sur sable. L’effet de l’ozone sur l’augmentation du CODB pourrait donc être plus marqué lorsque la dose d’ozone appliquée est plus forte. Rappelons que du point de vue de la désinfection, la dose d’ozone devrait être plus forte en hiver qu’en été ce qui ne semble pas avoir été le cas. Le système de NF contribue quant à lui à réduire nettement la concentration en CODB dans l’eau. Premièrement, la concentration baisse déjà entre l’eau filtrée sur sable et l’alimentation du pilote à cause de la préfiltration à 5 microns. Ensuite, la membrane de NF réduit le CODB à une teneur encore plus faible. En janvier, la concentration en CODB dans le perméat a été sous la limite de détection tandis qu’elle a été de 0,14 mg/L en avril (limite de détection de 0,1 mg/L d’après l’École Polytechnique de Montréal). Par rapport à la post-ozonation, la NF permettrait de réduire d’environ un facteur 3 le CODB de l’eau qui est acheminée dans le réseau de distribution. Rappelons aussi que la NF permet de retenir très efficacement les pathogènes, incluant les oocystes de Cryptosporidium qui ne peuvent pas être inactivés par l’ozone en eau froide [10], à condition que l’intégrité du système membranaire soit maintenue.

Il est important de prévenir la corrosion des réseaux de distribution en assurant un pouvoir tampon minimal à l’eau traitée et en se rapprochant de l’équilibre calco-carbonaté. Pour cela il faut maintenir le pH (6,5 < pH < 8,5 suivant la norme québécoise), l’alcalinité et la dureté dans certaines gammes. Certaines membranes d’OI et de NF, comme par exemple la membrane NF70 (voir Figure 8), contribuent à abaisser considérablement la teneur en constituant inorganiques d’une eau. La Figure 22 révèle que la membrane NF200 permet de conserver une dureté et une alcalinité dans le perméat supérieures à 17 mg/L en CaCO3 dans le cas d’un traitement d’affinage de l’eau du fleuve Saint-Laurent. Contrairement à la matière organique qui est enlevée jusqu’à près de 100%, les taux de séparation « A » ont varié de 53 à 75 % pour la dureté et de 38 à 66 % pour l’alcalinité (voir Tableau 6). L’enlèvement des minéraux se traduit par une baisse relativement faible du pH dans le perméat qui s’est maintenu entre 6,7 et 7,1 (voir Figure 23). Cette déminéralisation partielle se traduit aussi par une baisse de l’indice de Langelier qui a varié dans le perméat entre -1, 5 et -2,5 alors qu’il a varié entre -0,7 et -1,6 dans l’alimentation (voir Figure 24).

La variation de la conductivité de l’alimentation, du concentré et du perméat au cours des essais est présentée à la Figure 25. L’enlèvement des minéraux se traduit aussi par une baisse de la conductivité puisque celle-ci est associée à la présence de métaux sous forme ionique dans l’eau. La membrane NF200 a fait diminuer la conductivité d’environ un facteur 2 entre l’alimentation et le perméat lors des essais d’affinage à l’UTE de Sainte-Foy.

Il faut rappeler que la mesure de la conductivité a permis de déterminer le gradient de pression osmotique réel Δπre de part et d’autre de la membrane. Tel qu’expliqué à l’Annexe 6, en considérant une concentration en NaCl équivalente à la conductivité mesurée, il a été possible d’appliquer le modèle du film pour évaluer la concentration en NaCl à la surface de la membrane afin de pouvoir déterminer Δπre. Les variations de conductivité relativement grandes au cours de la période expérimentale justifient l’importance de suivre cette démarche. Ces variations correspondent à des variations significatives de Δπre de 13 kPa à 23 kPa. De plus, lors des essais, Δπre a été de 1,1% à 3,4% de la valeur de la pression transmembranaire moyenne. Par conséquent, les résultats portant sur l’augmentation de la résistance additionnelle RA, présentés à la section 4.4, auraient été moins précis si Δπre n’avait pas été pris en compte dans le calcul de RA avec l’Équation 2.5.8.

À la section 4.1.2, il a été vu que les conditions d’opération de la NF ainsi que la concentration de solutés modèles pouvaient influencer grandement les performances de séparation « ET » de ces solutés par la membrane NF200. Lors des essais pilotes, la séparation « ET » de divers constituants de l’eau a aussi varié dépendamment de différentes conditions expérimentales contrôlables et incontrôlables. Toutefois, il est difficile d’analyser les performances de séparation effectuée par une membrane dans des conditions non-contrôlées. Premièrement, la nature de la MON de l’eau de l’UTE de Sainte-Foy est hétérogène. Le COT de cette eau contient des molécules organiques diverses contrairement à une eau pure dans laquelle il a été ajouté du DEG. Il est donc difficile de corroborer les performances de séparation de la MON à l’UTE de Sainte-Foy avec les résultats de la séparation du DEG effectuée en laboratoire. Pour ce qui est de la matière inorganique, cela est peut-être plus facile car il est possible d’analyser différents minéraux présents dans une eau de nature hétérogène. La Figure 26 présente les performances de séparation de l’alcalinité, du calcium et de la conductivité en fonction de la concentration moyenne dans l’écoulement tangentiel et de la vitesse de perméation lors des essais pilotes d’affinage à l’UTE de Sainte-Foy. L’alcalinité est principalement composée d’un anion monovalent (HCO3 -), le calcium est un cation bivalent et la conductivité représente tous les ions en solutions dans l’eau. À cause de leurs propriétés différentes, ces paramètres pourraient donner des résultats différents.

La Figure 26 montre qu’il y a eu des variations significatives des taux de séparation « ET » de la matière inorganique lors des essais pilotes mais il n’est pas évident de trouver des relations générales entre ces variations, Cet et vp. À la Figure 15, il a été vu que la séparation du NaCl en soluté unique dans l’eau pure augmentait lorsque la concentration diminuait et lorsque la vitesse de perméation augmentait. Dans le cas des essais pilotes, très peu de conclusions peuvent être tirées des résultats de la Figure 26 puisque les différents constituants de l’eau qui interagissent entre eux pour influencer la séparation sont présents en proportions différentes d’essai en essai. La nature hétérogène et variable de l’eau de l’UTE de Sainte-Foy vient donc camoufler l’effet de Cet et de vp sur la séparation de chaque constituant inorganique. Par contre, de façon générale, il est possible de remarquer que le calcium est mieux séparé que l’alcalinité.

Les coliformes fécaux, les coliformes totaux, les bactéries atypiques et les BHAA ont été mesurés dans le perméat, l’alimentation et le concentré selon la fréquence d’échantillonnage du Tableau 5. Le Tableau 6 montre que le compte de coliformes fécaux de l’alimentation n’a pas dépassé 2 UFC/100ml durant l’ensemble des essais. Le compte de coliformes totaux dans l’alimentation a été plus important comme le montre la Figure 27. À l’automne, la présence de coliformes totaux dans l’alimentation a été plus marquée probablement à cause d’épisodes de pluies intenses. Toutefois, aucun coliforme n’a été retrouvé dans le perméat de NF au cours de l’étude pilote d’affinage.

La présence de colonies atypiques dans le perméat a été notée lors de 3 essais sur un total de 14 essais et le compte le plus important a été de 40 UFC/100ml. Dans l’alimentation, les bactéries atypiques ne dépassent pas en général 150 UFC/100ml mais des pics allant jusqu’à 790 UFC/100ml sont survenus à l’automne comme l’indique la Figure 28. Les BHAA ont été dénombrés dans le perméat au cours de 10 essais sur 14 essais au total. Le dénombrement maximal été de 21 UFC/ml. Ces comptes de BHAA et de bactéries atypiques dans le perméat demeurent très faibles. La Figure 29 montre l’évolution des BHAA dans l’alimentation et dans le perméat au cours de la période expérimentale. Le compte moyen dans l’alimentation a été de 974 UFC/ml.

La NF devrait être une barrière à tout type de bactérie, et ce par empêchement stérique, à cause de la taille des pores des membranes de NF qui sont de l’ordre du nanomètre (voir Figure 1). Cependant il n’y a pas eu de test d’intégrité pour vérifier jusqu’à quel point l’étanchéité entre les compartiments d’alimentation et de perméat a été maintenue. Trois fois sur quatre, des bactéries atypiques ont été retrouvées dans le perméat quand leur compte dans l’alimentation a dépassé 100 UFC/100mL. Cela pourrait indiquer un bris d’intégrité mineur. Cependant il y a très peu de données pour appuyer cela. De plus, la concentration de BHAA dans l’alimentation n’a pas affecté significativement leur concentration dans le perméat. La présence de bactéries atypiques et de BHAA dans le perméat pourrait donc être due non pas au passage de celles-ci à travers la membrane mais à leur croissance dans le compartiment de perméat. En effet, bien que le module ait été nettoyé après chaque essai, il n’a jamais été désinfecté proprement dit, quoique les pH élevés des lavages alcalins (pH 11,5) et acide (pH 1,6) ont certainement eu un effet désinfectant. Les manufacturiers de membranes suggèrent habituellement de faire circuler une solution désinfectante après chaque série de lavages chimiques ce qui n’a pas été fait dans le cadre de cette étude. Il se pourrait aussi qu’il y ait eu contamination des échantillons par contact avec les valves d’échantillonnage. Ces valves n’ont pas été désinfectées au cours de l’étude.

L’eau qui a servi d’alimentation au montage pilote de NF lors de la présente étude est une eau naturelle de surface ayant subi les premières étapes d’un traitement conventionnel. Ces étapes sont la pré-ozonation, la coagulation-floculation, la décantation lamellaire et la filtration sur sable. Cette eau a de plus été préfiltrée à 5 microns par un filtre à cartouche avant d’entrer dans le procédé de NF. Ces étapes ont permis d’enlever une partie de la MON de l’eau du fleuve Saint-Laurent. Cela restreint donc l’hétérogénéité de la MON contenue dans l’eau d’alimentation du procédé d’affinage par NF. Pour cerner la nature de la MON qui a été retenue par la membrane NF200 pendant nos essais d’affinage, une caractérisation du concentré de NF a été réalisée en deux volets. Il aurait aussi été intéressant de caractériser la MON de l’alimentation mais le manque de temps et la difficulté de caractériser une eau faiblement concentrée par les techniques utilisées n’a pas permis de le faire. Ajoutons que la recirculation partielle du concentré à l’entrée du module de NF fait que son analyse donne un bon aperçu de l’eau qui circule dans le module. Notons que cette caractérisation de la MON a été réalisée en avril et en mai 2004. Les résultats présentés ne sont donc pas représentatifs de l’ensemble de la période expérimentale qui a débuté en octobre 2003. Les variations de l’indice SUVA présentées à la Figure 21 suggèrent qu’il pourrait y avoir des différences notables entre les saisons pour ce qui est de la nature de la MON.

Le premier volet de caractérisation a permis d’évaluer la gamme de masse molaire des molécules composant la MON du concentré de NF. L’expérience a consisté en une étude de la séparation du COT et de l’UV254nm par deux membranes d’UF de différents seuils de coupure. Le second volet a permis de préciser la nature de la MON du concentré de NF et a consisté en un fractionnement sur résine DAX-8. Les protocoles expérimentaux de ces deux volets de caractérisation sont disponibles à l’Annexe 4 et à l’Annexe 5.

Tel que spécifié au Tableau 18 de l’Annexe 4, les essais d’UF ont été réalisés à 3 reprises avec deux membranes différentes. La Figure 30 présente les performances de séparation obtenues avec la membrane PES10 (seuil de coupure de 10 000 Da) et avec la membrane PES5 (seuil de coupure de 5 000 Da). Premièrement, il faut remarquer que, pour l’ensemble des essais, la séparation de la MON augmente dans le temps. Ceci est très probablement dû au colmatage des membranes d’UF. Puisque la filtration se fait en écoulement frontal, la matière qui ne passe pas dans le perméat d’UF n’a d’autre choix que de s’accumuler à la surface de la membrane formant ainsi un gâteau qui joue le rôle d’une seconde membrane. En général, la séparation du COT est légèrement supérieure à celle de l’UV254nm.

Les résultats des trois filtrations réalisées avec PES10 concordent assez bien. La séparation de la MON varie de 5 % à 20 % au cours des 2 heures de filtration. Pour les essais réalisés avec PES5, les résultats de l’essai du 21 avril sont différents des résultats des 2 autres essais. Le 21 avril, la séparation de la MON a varié de 5 % à 20 % au cours des 2 heures de filtration tandis que pour les essais du 11 mai et du 20 mai, la séparation de la MON a varié de 20 % à 30 %. Une erreur de manipulation survenue le 21 avril pourrait constituer la principale cause de cette discordance. La membrane PES10 aurait été testée à deux reprises cette journée là et PES5 n’aurait pas été testée. En effet, les résultats des 2 essais réalisés le 21 avril sont très semblables.

L’objectif de ces essais consistait à obtenir des indices de la taille des molécules de MON du concentré de NF. Les essais ont montré que la séparation initiale (avec la membrane d’UF non colmatée) de la MON avec PES10 se situe entre 5 % et 10 % et qu’elle se situe entre 20 % et 25 % avec PES5. Il est normal que la séparation soit plus élevée avec PES5 (5 000 Da) puisque son seuil de coupure est 2 fois plus élevé que celui de PES10 (10 000 Da). En comparaison des performances de l’UF, les taux de séparation observés de la MON ont varié de 95 à 100 % pour les essais pilotes d’affinage avec NF200 (250 Da). D’après ces résultats, il semble que la MON présente dans le concentré de la NF ait une gamme de masse molaire assez limitée. En effet, la MON est pratiquement toute retenue par une membrane de 250 Da et elle passe presque au complet à travers une membrane de 10 000 Da. La majorité des molécules de MON présentes dans l’alimentation possèdent donc des masses molaires se trouvant dans ce domaine. De plus, une portion importante de ces molécules se retrouve aussi dans le domaine plus serré de 250 à 5 000 Da tel que le suggèrent les résultats de séparation avec la membrane PES5.

Tel que spécifié au protocole de l’Annexe 5, un échantillon de concentré de NF et un échantillon d’eau brute du fleuve Saint-Laurent ont été passés sur une résine macroporeuse non-ionique (DAX-8) afin d’isoler la fraction hydrophobe de la MON. L’échantillonnage et le fractionnement ont été réalisés la même journée soit le 20 mai 2004. Les résultats de ce fractionnement sont présentés au Tableau 9.

Les analyses de COT ont été faites en triplicatas pour les échantillons initiaux et les fractions hydrophiles correspondantes. À partir de ces analyses, le COT de la fraction hydrophobe a été déduit par soustraction. Finalement, les moyennes des triplicatas ont été calculées. Les résultats montrent que l’échantillon d’eau brute du Saint-Laurent alimentant l’UTE de Sainte-Foy contenait une MON hydrophobe à 67 % (w/w). Ce pourcentage parait un peu élevé par rapport au pourcentage hydrophobe de la MON des eaux de surfaces qui se situe habituellement entre 40 % et 60 % (w/w) [47]. Toutefois, l’indice SUVA de l’eau brute était relativement élevé lors de l’échantillonnage le 20 mai 2004. En effet, il était de 5,3 L/(m.mg) tandis que la moyenne annuelle est habituellement de 4,4 L/(m.mg) [45]. Rappelons que plus le SUVA est élevé et plus la proportion de substances humiques de la MON est importante. La proportion de matière hydrophobe dans l’échantillon de concentré de NF a été de 46% (w/w), c’est-à-dire nettement inférieur à celle de l’eau brute. Ceci s’explique par le fait que le traitement conventionnel permet un enlèvement préférentiel de la MON humique qui est de nature plus hydrophobe. Il faut cependant remarquer qu’il reste encore une proportion très significative de MON hydrophobe dans le concentré. Cette fraction hydrophobe est considérée comme la principale matière colmatante des membranes de NF (voir Chapitre 2).

Même si très peu de mesures ont été réalisées, ces caractérisations de la nature de la MON du concentré (colloïdes organiques de masse molaire de quelques milliers de Da et de nature à la fois hydrophobe et hydrophile) peuvent être considérées comme des indices quant aux matières qui colmatent les membranes. Rappelons toutefois que les essais de caractérisation de la MON n’ont été réalisés qu’en avril et en mai 2004. La nature de la MON pourrait être différente selon les saisons et cela pourrait avoir des influences variées sur le colmatage.

Maintenant que les résultats des essais portant sur la qualité de l’eau ont été présentés, la section 4.4 s’attarde aux résultats ayant rapport à la productivité du système pilote de NF. La principale conséquence du colmatage d’une membrane est de réduire la productivité du système membranaire dans le temps. Lorsque l’opération se fait à vp constante, le système a besoin de plus en plus de pression, et donc d’énergie, pour faire face au colmatage progressif de la membrane. À la section 4.4.1, la procédure de calcul de la résistance additionnelle associée au dépôt colmatant RA est expliquée. Dans les sous-sections suivantes (4.4.2, 4.4.3, 4.4.4 et 4.4.5), il sera vu comment cette résistance additionnelle a évolué en fonction des variables indépendantes contrôlable et incontrôlable de l’étude (voir Tableau 2). Il est ensuite montré à la section 4.4.6 comment ces variables indépendantes ont influencé l’obstruction des canaux d’écoulement tangentiels du module spiralé.

La procédure suivie pour évaluer la cinétique de colmatage de la membrane lors des essais pilotes est basée sur le modèle des résistances en séries présenté à la section 2.5.5. Pour pouvoir calculer au temps t la résistance additionnelle RA associée au dépôt colmatant, les étapes suivantes ont été suivies :

  1. Calculer la perméabilité de la membrane à l’eau pure à 25 °C avant le début de l’essai avec l’Équation 2.2.1 et l’Équation 4.1.2;

  2. Ramener cette perméabilité à la température de l’essai au temps t encore avec l’ Équation 4.1.2 et prendre l’inverse de ce résultat pour obtenir la résistance de la membrane à la température de l’essai RmT au temps t;

  3. Calculer la résistance additionnelle associée au dépôt colmatant au temps t à la température de l’essai avec l’Équation 2.5.8;

  4. Prendre cette dernière valeur, y soustraire la résistance additionnelle initiale RA0T et diviser le tout par la viscosité de l’eau à la température de l’essai au temps t pour obtenir (RAT-RA0T)/μ.

En suivant ces étapes, la résistance additionnelle corrigée (RAT-RA0T)/μ peut être calculée à chaque instant t et il est ainsi possible de suivre son augmentation dans le temps au cours d’un essai. La valeur RA0T correspond au colmatage initial de la membrane qui est généralement interprété comme une adsorption rapide dans les pores ou à l’entrée des plus gros pores des membranes. La valeur (RAT-RA0) correspond au colmatage progressif beaucoup plus lent de la membrane qui est généré par l’accumulation de matière à sa surface, c’est-à-dire par la formation et la croissance d’un gâteau organique. La division par la viscosité dynamique de l’eau permet de s’affranchir des variations de températures observées au cours des essais afin de bien pouvoir comparer les résultats des différents essais entre eux. Cette division par μ est basée sur l’hypothèse que le dépôt colmatant obéit à la loi de Darcy. Globalement, (RAT-RA0T)/μ correspond donc à la résistance du gâteau colmatant corrigée en température Rg/μ. Les sections 4.4.3 et 4.4.4 présentent les résultats des essais en terme de cette résistance.

Rappelons que l’objectif principal de cette étude pilote était d’évaluer l’influence des variables indépendantes du Tableau 2 sur la productivité d’un procédé d’affinage par NF avec module spiralé. L’étude de la productivité comprend le colmatage des membranes et l’obstruction des canaux d’écoulements tangentiels du module. Chaque essai a été réalisé en fixant les conditions d’opérations suivantes : vp, TRG et Qr. Avec le colmatage de la membrane et des espaceurs du module spiralé, le système pilote a réagi en augmentant graduellement les vitesses de rotation des moteurs des pompes d’alimentation et de recirculation et en fermant graduellement la valve automatique à la sortie du module. Cela a fait en sorte que la pression à l’entrée du module Pem et la perte de charge entre l’entrée et la sortie du module ΔPes ont augmenté dans le temps. La Figure 31 montre la relation entre Pem, et ΔPes et la résistance additionnelle corrigée (RAT-RA0T)/μ au cours d’un essai type.

Les valeurs de (RAT-RA0T)/μ ont été calculées en suivant la procédure de la section 4.4.1. Sur la Figure 31, la perte de charge a été exagérée d’un facteur 10 afin de pouvoir facilement l’illustrer sur le même graphique que les deux autres paramètres. Il est à noter que cette figure présente l’essai 2B où il y a eu un colmatage relativement important. C’est pourquoi l’augmentation de pression et de résistance est relativement prononcée. Ce n’est pas le cas pour tous les essais.

Le Tableau 10 présente la séquence des 14 essais qui ont été réalisés au cours de cette étude, les conditions expérimentales de ces essais ainsi que la qualité de l’eau qui a servi d’alimentation au montage pilote de NF. Il est possible de se référer au Tableau 4 pour connaître les dates du début de ces essais. Les valeurs indiquées pour les paramètres de qualité de l’eau sont les moyennes pour chaque essai. Tel qu’expliqué à la section 2.5.3, le colmatage de la membrane et l’augmentation de RA qui y est associée, dépend principalement des conditions d’opération de la NF et de la qualité de l’eau servant d’alimentation au procédé. Le Tableau 10 présente donc une synthèse des expériences permettant d’expliquer les résultats des sous-sections suivantes. Durant l’hiver, alors que la température de l’eau était assez constante, différentes conditions d’opération ont été testées. Au printemps, des essais ont été réalisés dans les même conditions d’opération afin d’évaluer l’effet de la température de l’eau et de sa qualité sur l’augmentation de RA. Les conditions d’opération ont alors été choisies afin de favoriser le colmatage. Les résultats détaillés des essais sont disponibles à l’Annexe 8. Il est à noter que l’essai 4A n’a pas pu être analysé en détails à cause des trop grandes fluctuations du système pilote aux conditions d’opération de vp = 20 L/(h.m2) et de TRG = 75 %.

À la fin de chaque essai, un lavage basique et un lavage acide ont été réalisés selon la procédure discutée à la section 3.5.5 dans le but de rétablir la résistance initiale de la membrane. La Figure 32 montre l’historique de la résistance de la membrane corrigée à 25 °C, mesurée avec du perméat et avec le module propre. La résistance de la membrane a été mesurée pour la première fois en laboratoire en juin 2003. Elle a ensuite été mesurée avant un essai d’affinage préliminaire ayant eu lieu en août 2003 et par la suite avant le début de chacun des essais du Tableau 10, après avoir nettoyé le module colmaté par l’essai précédent. Globalement, les valeurs de Rm25 mesurées aux débuts des essais pilotes sont de 3 à 30 % inférieures à la valeur initiale de 5,29x010 (Pa.s)/m mesurée en laboratoire en juin 2003. De plus, la résistance Rm25 a varié d’un essai à un autre. Ces écarts et ces variations pourraient être dus aux lavages alcalins et acides. Rappelons en effet qu’un lavage alcalin, en plus d’enlever le dépôt colmatant organique a tendance à réduire la résistance de la membrane NF200. Rappelons aussi que les lavages alcalins ont été suivis de lavages acides pour contrer ce dernier phénomène. Il se peut néanmoins que l’efficacité des lavages acides ait été variable. La variabilité de la qualité du perméat de NF qui a servi à préparer les solutions de lavage pourrait aussi avoir induit des variations dans l’efficacité des lavages. Ce phénomène d’ouverture et de fermeture des pores des membranes respectivement en milieu basique et acide devrait être étudié spécifiquement pour pouvoir conclure plus fermement sur les résultats de la Figure 32.

Les prochaines sections présentent les résultats se rattachant à la perte de productivité du procédé membranaire. Il est toujours possible de se référer au Tableau 10 pour comprendre les comparaisons faites entre les différents essais d’affinage.

L’hiver québécois est froid et rigoureux. La température et la qualité des eaux de surface demeurent assez stables durant cette période. Par conséquent, l’efficacité du traitement conventionnel demeure relativement constante. Cela fait aussi en sorte que la compressibilité du dépôt colmatant, qui dépend essentiellement de la température de l’eau et de la qualité de la MON, devrait aussi se stabiliser pendant l’hiver. Rappelons que ce sujet sera approfondi à la section 4.4.5.

Les essais d’affinage par NF réalisés lors de la période hivernale ont donc permis d’évaluer le seul effet des variables indépendantes contrôlables, c’est-à-dire des conditions d’opération, sur la cinétique de colmatage de la membrane à l’étude. Ces essais sont les essais 1A, 2A, 3B, 5B, 2B, 1B et 3C du Tableau 4. Ils ont été réalisés entre le 10 décembre 2003 et le 30 mars 2004. Durant cette période, la température de l’eau a été constante à environ 1 ou 2 °C et la qualité de l’alimentation a peu fluctuée comme peut le témoigner le Tableau 10. La Figure 33 présente les résultats de 5 de ces essais, réalisés dans différentes conditions d’opération.

Ces résultats permettent de comparer séparément l’effet de vp, de TRG et de Qr sur l’augmentation de la résistance additionnelle associée au colmatage.

Influence de la vitesse de perméation (vp)

Premièrement, il est possible de comparer les courbes des essais 2B et 5B de la Figure 33 qui ont été réalisés à TRG et Qr identiques mais à différentes vp. L’accélération de l’augmentation de la résistance additionnelle est beaucoup plus importante à la vp la plus élevée. En effet, la résistance additionnelle corrigée a atteint environ 36x1012 m-1 en 215 h lors de l’opération à 28 L/(h.m2) alors qu’elle n’a atteint que 8x1012 m-1 après le même nombre d’heures lors de l’opération à 20 L/(h.m2) soit 4,5 fois moins. Toutefois, le montage pilote n’a pas produit le même volume de perméat lors des 2 essais, après 215 h. En fait, l’essai 5B doit fonctionner pendant 301 h pour produire le même volume de perméat qu’à l’essai 2B après 215 h. Après 301 h de filtration lors de l’essai 5B, la résistance additionnelle corrigée a été de 12x1012 m-1 et donc encore très loin de 36x1012 m-1. Ces considérations et bien d’autres doivent être prises en compte pour évaluer le choix optimal des conditions d’opération d’un procédé membranaire dans le but de minimiser les coûts d’investissement, d’opération et d’entretien de tels systèmes. Ce sujet sera discuté à la section 4.5. Pour l’instant, il faut expliquer pour quelles raisons physiques la résistance additionnelle corrigée a augmenté plus rapidement lorsque l’opération s’est faite à la vp la plus élevée.

Plus vp est élevée, plus il y a de matière qui est transportée par convection vers la surface de la membrane ce qui augmente le phénomène de polarisation de la concentration présenté à la section 2.5.1. En effet, le modèle du film présenté à l’Annexe 6 prédit que si vp augmente, la concentration à la surface de la membrane augmentera. Cette polarisation de la concentration augmente les probabilités que de la matière s’accumule à la surface de la membrane. En bref, plus vp est élevée, plus le dépôt de matière à la surface de la membrane est important et plus celui résiste au passage de l’eau au travers de la membrane. Les résultats des essais confirment que la vitesse de perméation est un paramètre d’opération extrêmement influent sur la cinétique de colmatage des membranes.

Influence du taux de récupération global (TRG)

Deuxièmement, il est possible de comparer les courbes des essais 1B et 2B de la Figure 33 qui ont été réalisés à vp et Qr identiques mais à différents TRG. Il y a une accélération plus importante de l’augmentation de la résistance additionnelle au taux de récupération le plus élevé. En effet, la résistance additionnelle a atteint environ 38x1012 m-1 en 189 h lors de l’opération à 75 % de taux de récupération global alors qu’elle n’a atteint que 26x1012 m-1 après le même nombre d’heures lors de l’opération à 65 % soit environ 1.5 fois moins. L’effet de TRG est toutefois moins important que celui de vp.

Plus TRG est élevé, plus la concentration dans l’écoulement tangentiel est importante à cause de la recirculation partielle du concentré en amont du module. Un TRG de 75 % correspond à un taux de concentration de 400 % (1/(1-0.75)) des substances complètement retenues par la membrane tandis qu’un TRG de 65 % correspond à taux de concentration de 286 % (1/(1-0.65)). Pour une vitesse de perméation et un débit de recirculation constant, l’augmentation du taux de concentration dans le module de NF augmente la quantité de matière qui se dépose à la surface de la membrane.

Ensuite, plus le TRG est élevé, plus le débit d’alimentation est bas puisque l’opération se fait à vp constante. Puisque Qr est aussi constant, le temps de séjour d’un colloïde dans la boucle de recirculation est augmenté en opérant à taux de récupération global plus élevé. En effet, ce colloïde doit alors passer un plus grand nombre de fois dans le module et cette situation augmente les probabilités que ce colloïde se dépose à la surface de la membrane.

Influence du débit de recirculation (Qr)

Troisièmement, il est possible de comparer les courbes des essais 3C et 3B de la Figure 33 qui ont été réalisés à vp et TRG identiques mais à différents Qr. Il y a une accélération légèrement plus importante de l’augmentation de la résistance additionnelle au débit de recirculation le plus bas. En effet, la résistance additionnelle a atteint environ 45x1012 m-1 en 334 h lors de l’opération à 11 L/min alors qu’elle a atteint 39x1012 m-1 après le même nombre d’heures lors de l’opération à 19 L/min.

En opérant à Qr plus élevé, le balayage de la surface de la membrane est plus fort ce qui augmente la turbulence à proximité de la membrane et favorise le transfert de matière. La rétrodiffusion de la matière vers le cœur de l’écoulement est donc améliorée et la polarisation de la concentration est diminuée. Cela fait en sorte que les probabilités de colmatage diminuent. À titre indicatif, le coefficient de transfert de masse k (voir Annexe 6) a été de 4.2 x10-5 m/s en moyenne lors de l’essai à Qr = 19 L/min tandis qu’il a été de 3.0x10-5 m/s en moyenne lors de l’essai à Qr = 11 L/min. Aussi, le balayage plus important à Qr plus élevé peut remettre en suspension dans le cœur de l’écoulement la matière déjà accumulée à la surface de la membrane. Ces raisons font en sorte que (RAT-RA0T)/μ augmente relativement moins vite lorsque l’opération se fait à Qr plus élevé.

Toutefois, la Figure 33 montre que la différence d’accélération de l’augmentation de (RAT-RA0T)/μ pour les essais 3B et 3C n’est pas très importante même si le débit de recirculation passe presque du simple au double. Cette figure montre aussi qu’il y a eu un problème technique après 164 h lors de l’essai 3B. Le montage est alors tombé en panne pour quelques minutes. Lors du redémarrage, la pression d’opération a un peu diminué ce qui s’est traduit par une légère baisse de (RAT-RA0T)/μ. Ce phénomène suggère qu’une certaine quantité de matière est maintenue à la surface de la membrane par la pression à l’intérieure du caisson. Lorsque cette pression est relâchée, une fraction de cette matière est remise en suspension dans le cœur de l’écoulement. Cela a fait en sorte que les courbes 3B et 3C sont plus distancées à partir de 164 h qu’elles n’auraient dû l’être.

L’effet de Qr sur l’augmentation de (RAT-RA0T)/μ est beaucoup moins important que ceux de vp et de TRG. Cela est probablement dû à un effet antagoniste à l’augmentation de la rétrodiffusion vers le cœur de l’écoulement. En effet, Il est vrai que l’augmentation de Qr augmente la rétrodiffusion vers le cœur de l’écoulement mais cela augmente aussi la concentration moyenne dans le module et le temps de séjour des colloïdes dans la boucle de recirculation.

En somme, les conditions d’opération de la NF, qui sont des paramètres contrôlables par l’utilisateur, ont influencé la cinétique de colmatage de la membrane NF200 de façon significative. Toutefois, chacune de ces conditions (vp, TRG et Qr) ont une influence plus ou moins marquée et donc des conséquences économiques différentes. Rappelons que les aspects économiques seront brièvement discutés à la section 4.5.

La cinétique de colmatage de la membrane et l’augmentation de résistance additionnelle qui y est associée a aussi été influencée par les variables indépendantes incontrôlables de l’étude : la température et la qualité de l’alimentation.

Le sud du Québec est réputé pour connaître de grandes variations annuelles de la température extérieure. Presque à chaque année, la température ambiante peut passer de -35 °C en hiver à + 35 °C en été. La température des eaux de surfaces peut donc descendre tout près du point de congélation en hiver et remonter tout près de 25 °C au cours de la période estivale. Rappelons que la température de l’eau est un facteur très important en NF puisqu’elle modifie grandement la perméabilité des membranes tel qu’il a été démontré à la section 4.1.1. La conséquence de ce phénomène est qu’il faut fournir beaucoup plus de pression au procédé membranaire en hiver qu’en été pour continuer à opérer à vitesse de perméation constante. Cette pression supplémentaire se traduit par des coûts d’opération plus élevés causés par la consommation d’énergie supplémentaire des pompes. La température influence ensuite la compressibilité du dépôt colmatant. En été, le gâteau devrait être moins rigide et les colloïdes le constituant devraient se comprimer davantage à cause du phénomène de dilatation thermique. À l’opposé, en hiver, le gâteau devrait être plus rigide et donc moins compressible. En se comprimant, le gâteau fait augmenter la résistance à l’écoulement qui lui est associée puisqu’un gâteau comprimé contient un volume de pores moins grand pour le passage de l’eau. Cela nécessite donc une pression supplémentaire pour contrer la perte de charge croissante due à la friction grandissante dans les pores dont le volume diminue.

Ensuite, la qualité changeante de l’eau peut être un facteur déterminant dans la cinétique de colmatage d’une membrane. Par exemple, la fonte des neiges au printemps peut provoquer une dilution importante des eaux de surface et ainsi réduire leur teneur en matières colmatantes. Toutefois, cela peut aussi amener des substances indésirables dans les cours d’eau à cause du ruissellement de l’eau provenant de la fonte des neiges sur l’ensemble du bassin versant. Dans le cas d’un affinage à la suite d’un traitement conventionnel, la qualité de l’eau servant d’alimentation au procédé membranaire peut aussi être directement influencée par l’efficacité du prétraitement. Or, l’efficacité du prétraitement peut dépendre directement de la température de l’eau comme celles des réactions chimiques lors de l’étape de coagulation-floculation.

Lors de cette étude, des essais ont aussi été réalisés dans des conditions d’opération identiques mais à différentes périodes de l’année. Cela a permis d’évaluer l’influence de la température et de la qualité de l’alimentation sur la cinétique de colmatage de la membrane NF200 employée en affinage à l’UTE de Sainte-Foy.

La Figure 34 illustre la variation de la pression initiale à l’intérieur du caisson membranaire en fonction de la température de l’eau. Ces essais ont été réalisés à une vitesse de perméation constante de 28 L/(h.m2).

La pression augmente lorsque la température diminue au début de l’hiver. La pression est à son plus haut lors des mois froids de l’hiver puis elle diminue une fois le printemps arrivé et les températures plus chaudes.

La Figure 35 présente les résultats de quatre essais réalisés dans les mêmes conditions d’opération. Ce sont les essais 1B, 1C, 1E et 1F. L’essai 1B a été réalisé en mars 2004 alors que la température de l’eau était située encore autour de 1 °C. Les essais1C, 1E et 1F ont quant à eux été réalisés au printemps 2004 alors que la température de l’eau a lentement augmenté de 3 °C à 14 °C entre le 6 avril et le 27 mai.

Deux principaux facteurs influencent la cinétique de colmatage des membranes lors d’essais réalisés dans les mêmes conditions d’opération. Il s’agit de la température de l’eau (qui influence la compressibilité du dépôt) et de la qualité de l’alimentation. À la section 4.4.5, il sera montré que les dépôts ont une plus grande compressibilité en eau chaude. Comme la température a varié entre chaque essai présenté à la Figure 35, il faudrait s’attendre à ce que la résistance additionnelle augmente plus rapidement lors d’essais réalisés à plus haute température. C’est bel et bien ce qui se produit pour les essais 1C (3 à 7°C), 1E (7 à 11°C) et 1F (11 à 14°C), réalisés successivement au printemps 2004. De plus, les concentrations en COT ont augmenté de 2 (essai 1C), à 2,3 (essai 1E) puis à 2,5 mg/L (essai1F) lors de cette séquence. Les différences entre ces trois courbes s’expliquent donc en partie par la compressibilité du dépôt et aussi par la dégradation de la qualité de l’eau d’alimentation.

Il peut paraître étonnant que la résistance additionnelle ait augmenté plus rapidement lors de l’essai 1B, réalisé à température très basse, que lors des trois autres essais réalisés à plus hautes températures. Toutefois, l’alimentation était plus chargée en MON lors de l’essai 1B. En effet, le COT et la concentration en ions calcium dans l’alimentation étaient respectivement de 3,1 mg/L et de 29,1 mg/L en moyenne, les concentrations les plus élevées de tous les essais. Il a été vu à la section 2.5.3 que la combinaison de la MON humique et du calcium pouvait créer un fort colmatage. Toutefois, l’indice SUVA de l’alimentation (voir Figure 21) indique qu’il y avait probablement une moins grande proportion de MON humique lors de l’essai 1B (1,1 L/(m.mg)) que lors des trois autres essais (1,6 L/(m.mg). Dans notre cas, cela pourrait indiquer que la fraction non-humique de la MON a aussi une influence très significative sur le colmatage. Une partie de ce carbone pourrait aussi être du LT20, le polymère utilisé pour la floculation. En hiver, pour obtenir une performance de décantation équivalente à celle de l’été, il faut augmenter la cohésion du lit de boues dans le PulsatorMC en augmentant la dose de polymère. Il s’en suit inévitablement une fuite plus grande de polymère vers les filtres à sable. Les cycles de filtration sont alors plus courts malgré une turbidité plus faible [48]. Cela pourrait aussi réduire la durée des cycles d’affinage par NF à cause du colmatage possible des membranes même en présence d’une très faible concentration résiduelle de polymère.

Les courbes des essais 1C (3 à 7°C), 1E (7 à 11°C) et 1F (11 à 14°C) ont commencé à se distancer plus nettement aux alentours de 225 h. La température de l’eau a augmenté au cours de chacun de ces essais et cela pourrait expliquer l’augmentation de l’effet de compression vers la fin des essais. L’augmentation de température a aussi pu favoriser une croissance bactérienne plus rapide. La présence d’un colmatage biologique en plus du colmatage dû aux colloïdes organiques, pourrait aussi expliquer pourquoi le colmatage a été plus rapide quand la température de l’eau a augmenté.

En résumé, la productivité de l’affinage par NF dans des conditions d’opération identiques a été affectée par les conditions ambiantes non contrôlables de l’étude que sont la température de l’eau et la qualité de l’alimentation. Cela est dû à des effets directs et indirects des variations climatiques qui sont très fortes au Québec. L’effet spécifique de la température de l’eau sur la compression du dépôt colmatant est présenté dans la prochaine section.

Après avoir réalisé un essai selon les conditions d’opération du Tableau 10, une certaine quantité de matière a été accumulée à la surface de la membrane pour former un dépôt colmatant plus communément appelé gâteau. La résistance à l’écoulement qui y est associée, la résistance du gâteau corrigée (Rg = (RAT-RA0T)/μ), dépend de la masse accumulée et de sa compacité. La masse accumulée à la surface de la membrane à la fin de l’essai est fonction de la qualité de l’alimentation au cours de l’essai ainsi que des conditions d’opération fixées (vp, TRG, Qr) et de la durée du cycle de filtration. Par ailleurs, tel qu’il a été vu à la section 2.5.5, la compacité du gâteau dépend essentiellement de sa nature et, si le gâteau est compressible, de la différence de pression ΔPg à travers le gâteau.

Lors d’essais à vp constante, l’augmentation de Rg/μ qui se traduit par une dépense d’énergie supplémentaire, accélère dans le temps. En effet, plus il y a de matière qui s’accumule à la surface de la membrane, plus ΔPg augmente pour conserver vp constante. Plus ΔPg augmente, plus le gâteau se comprime ce qui augmente Rg/μ. Plus Rg/μ augmente, plus le système augmente la pression pour maintenir vp constante et ainsi de suite. C’est pourquoi, les courbes de Rg/μ en fonction du temps ne sont habituellement pas linéaires mais sont plutôt incurvées vers le haut. La pression joue donc un rôle déterminant dans la productivité d’un système membranaire.

Pour étudier plus en profondeur ce phénomène de compression du gâteau, de courts essais ont été réalisés à la fin de certains essais d’affinage du Tableau 10. Le protocole expérimental de ces essais a été présenté à la section 3.5.4. Rappelons qu’avant chacun de ces essais, un gâteau a été accumulé à la surface de la membrane. Une série de pressions a ensuite été appliquée sur le gâteau en changeant la consigne de vitesse de perméation dans l’automate. Les essais de compression ont duré environ une heure. Sur cette courte durée, la masse supplémentaire déposée et la variabilité de la qualité de l’alimentation ont été considérées comme négligeables. Ainsi, il a été considéré que la variation de la résistance du gâteau colmatant dépend uniquement de ΔPg pendant ces essais de compression. Les bases théoriques de la compression du gâteau sont illustrées à la Figure 36.

La Figure 36 reprend l’idée du modèle des résistances en série présenté à la Figure 7. Chaque couche (la membrane et le gâteau) possède une résistance à l’écoulement distincte. Pour faire passer un certain flux d’eau constant vp à travers la membrane colmatée, cela nécessite des gradients de pression distincts à travers la membrane et à travers le gâteau. La somme des deux résistances donne la résistance totale à l’écoulement à travers la membrane colmatée.

La Figure 37 présente les résultats typiques d’un essai de compression du gâteau. Celui-ci a été réalisé avec le gâteau accumulé à la fin de l’essai 2B.

Il est montré que Rg/μ évolue avec le changement de pression à travers le gâteau induit par la variation de vp. Cela vient confirmer l’hypothèse que le gâteau est compressible. Le gâteau s’est fait tout d’abord décomprimer lorsque la pression a été relâchée par une baisse intentionnelle de vp. L’eau a pu alors passer plus facilement à travers le gâteau et donc la résistance du gâteau a diminué. Puis, le gâteau s’est fait comprimer à nouveau lorsque la pression a augmenté par une hausse de vp. L’eau a alors eu plus de difficulté à franchir le gâteau puisque celui-ci était plus compact et c’est pourquoi Rg/μ a augmenté. En théorie, lorsqu’un gâteau est comprimé, sa porosité diminue et c’est pourquoi il résiste davantage au passage d’un liquide. Lorsqu’il est décomprimé, sa porosité augmente et il offre une moins grande résistance au passage du liquide. Lorsqu’il y a compression, ΔPg augmente plus rapidement que vp et c’est pour cela que Rg/μ augmente. Si le gâteau avait été incompressible, Rg/μ aurait été constante au cours de l’essai puisque ΔPg aurait varié linéairement avec vp.

Pour vérifier si la membrane est compressible elle aussi, un essai de compression a été réalisé avec la membrane propre, c’est-à-dire non colmatée. La Figure 38 présente les résultats de cet essai réalisé après avoir lavé le module membranaire suite à l’essai de la Figure 37.

Sur le graphique de la Figure 38, il est démontré que la membrane n’a pas été compressible sur une courte période de temps. La pression transmembranaire moyenne a semblé varier linéairement avec le changement de vp et donc le rapport pression/vitesse que représente la résistance de la membrane est resté constant. Par contre, tel qu’expliqué plus haut, lors de l’essai avec la membrane colmatée (Figure 37), ce rapport pression/vitesse augmentait lors de la compression du gâteau et diminuait lors de sa décompression.

Afin d’évaluer si les différents gâteaux étudiés ont eu un comportement semblable en compression, l’évolution de Rg/μ a été tracée en fonction de ΔPg pour chaque essai de compression réalisé avec le gâteau accumulé à la fin d’un essai d’affinage. La Figure 39 présente ces résultats.

Pour chaque essai de compression du gâteau réalisé, Rg/μ a augmenté linéairement avec la différence de pression à travers le gâteau tel que le démontre le tracé des droites de régression linéaire présentant des coefficients de corrélation relativement élevés se situant entre 0,89 et 1,00. La compression du gâteau a donc été un phénomène linéaire pour les gammes de pression étudiées. Cela ne pourrait plus être le cas pour des pressions supérieures puisque la compressibilité d’un média est limitée par sa variation de porosité. En effet, un gâteau se comprime parce qu’il contient des vides. Lorsque ses vides atteignent un minimum, un supplément de pression ne devrait plus comprimer davantage le gâteau. Les tracés de la Figure 39 sont linéaires mais les droites obtenues sont toutefois décalées les unes des autres.

Le décalage des droites pourrait indiquer la présence d’un dépôt plus ou moins important au début de l’essai de compression. La masse de gâteau accumulée lors de chaque essai d’affinage dépend en effet de la durée de l’essai d’affinage, des conditions d’opération de cet essai (vp, TRG et Qr) et de la concentration de l’alimentation lors de cet essai. Il faudrait réaliser plusieurs essais en laboratoire avec un contrôle sur la qualité de l’alimentation pour valider cette hypothèse sur la masse de gâteau accumulée car dans le cas des essais d’affinage, la nature du gâteau a pu aussi changer avec les variations de la qualité de l’alimentation. Il faudrait trouver un moyen de quantifier la masse de substances déposées à la surface de la membrane. Pour ce faire, un bilan de matière sur le module pourrait être fait mais tel qu’il a été discuté à la section 2.5.5, il serait difficile de différencier la matière qui s’est déposée à la surface membranaire de celle qui s’est déposée dans les canaux d’écoulement tangentiels du module spiralé.

Il est intéressant de regarder de plus prêt les pentes des droites du graphique de la Figure 39. Ces pentes sont reliées à la compressibilité des gâteaux, c’est-à-dire qu’elles représentent le changement de Rg/μ pour un certain delta de ΔPg. Elles sont relativement similaires puisque leur gamme de variation est seulement de 4,4x107 à 6,1x107 m-1Pa-1. L’écart pourrait s’expliquer par la variation de température lors des essais de compression. La Figure 40 illustre la variation des pentes des droites en fonction de la température de l’eau.

Figure 40 : Pentes des droites de la Figure 39 en fonction de la température de l’eau lors des essais de compression

Figure 40 : Pentes des droites de la Figure 39 en fonction de la température de l’eau lors des essais de compression

Il est possible d’observer que plus la température augmente et plus la pente de la droite est élevée. La compressibilité des gâteaux augmenterait donc avec la température de l’eau. Cela confirme qu’en présence d’eau chaude, le gâteau est moins rigide et se comprime davantage à cause du phénomène de dilatation thermique. À l’opposé, lorsque l’eau est froide, le gâteau est plus rigide et donc moins compressible.

En somme, les gâteaux accumulés lors d’essais d’affinage réalisés dans des conditions différentes et avec des eaux de composition différentes, semblent avoir un comportement similaire en compression.

Passons maintenant aux résultats se rapportant à l’obstruction des canaux d’écoulement tangentiels. Ce phénomène est souvent considéré comme étant la deuxième plus importante limitation des procédés membranaires avec modules spiralés après le colmatage des membranes.

Dans les sections qui précèdent, il a été montré comment le colmatage des membranes a affecté significativement la productivité du montage pilote d’affinage par NF installé à l’UTE de Sainte-Foy. L’accumulation d’un gâteau à la surface membranaire a fait augmenter la résistance additionnelle qui lui est associée au cours de chaque cycle de filtration.

La productivité du système a aussi été affectée par l’accumulation de matière dans les espaceurs grossiers des canaux d’écoulement tangentiels du module spiralé. Cela a provoqué une obstruction des canaux qui a fait augmenter la perte de charge entre l’entrée et la sortie du module. À la section 2.4.3, il a été expliqué comment il est possible de traduire l’obstruction des canaux d’écoulement tangentiels en terme d’augmentation équivalente du diamètre dF du brin de l’espaceur grossier si la géométrie des canaux et des espaceurs est connue. Rappelons que cette augmentation de dF ne représente pas la réalité car le dépôt de matière dans les espaceurs ne se fait pas uniformément. L’augmentation de dF représente une équivalence en terme d’augmentation de la perte de charge. Pour calculer les variations équivalentes de dF lors des essais d’affinage réalisés, il a d’abord été nécessaire de déterminer avec la loi des moindres carrés les constantes ω et n de la corrélation exprimée par l’Équation 2.4.4. Pour ce faire, des essais ont été réalisés en laboratoire selon le protocole de la section 3.4.3. Les résultats de ces essais ont été présentés à la section 4.1.3 et les valeurs trouvés pour les constantes ont été ω = 8,81 et n = 0,3. En exprimant l’Équation 2.4.4 sous sa forme plus développée (Équation 2.4.11), en remplaçant ω et n par les valeurs ci-dessus et en prenant les valeurs de LM, h, b, L et N répertoriées au Tableau 19, il a été possible d’obtenir une relation entre dF et ΔPes, ρ, Qet et µ. Cette relation est la suivante (unités SI) :

Équation 4.4.1

Comme cette équation peut difficilement se résoudre algébriquement pour dF, une solution numérique a été envisagée. Avec les données de ΔPes, ρ, Qet et µ obtenues expérimentalement lors des essais, les valeurs de dF pour chaque temps d’acquisition de données ont été calculées par itération à l’aide du logiciel Matlab.

Pour être juste dans le calcul de dF, il faudrait soustraire les pertes de charge d’entrée et de sortie de la valeur de ΔPes puisque celle-ci a été mesurée par un capteur de pression différentiel installé avant l’entrée et après la sortie du caisson membranaire. En effet, la théorie menant à l’Équation 4.4.1 tient seulement compte de la perte de charge à l’intérieur du module et non des effets d’entrée et de sortie. Des calculs ont donc été faits pour estimer les pertes de charges d’entrée et de sortie du caisson et du module spiralé.

La perte de charge à l’entrée du caisson ΔPec équivaut à une expansion brusque. En effet, l’eau arrive par une conduite dont le diamètre intérieur est d’environ 1 pouce (0,025 m) et entre dans le caisson dont le diamètre intérieur est d’environ 4,5 pouces (0,114 m). L’équation qui correspond à ce cas est [49] :

Équation 4.4.2

Où v est la vitesse axiale dans le canal qui équivaut au débit divisé par la section, ρ est la masse volumique de l’eau, KL est le coefficient de perte de charge et D est le diamètre interne. L’indice 1 correspond à la conduite d’amenée et l’indice 2 correspond au caisson. Pour un débit de 22,7 L/min (3,78x10-4 m3/s) cela donne ΔPec 250 Pa.

La perte de charge à la sortie du caisson ΔPsc équivaut à une contraction brusque qui est l’inverse de ce qui se passe à l’entrée dans le caisson. L’équation qui correspond à ce cas est [49] :

Équation 4.4.3

Pour un débit de 22,7 L/min (3,78x10-4 m3/s) cela donne ΔPsc = 140 Pa. Au total, les effets d’entrée et de sortie du caisson correspondent théoriquement à une perte de charge de 390 Pa ce qui représente environ 3 % de la perte de charge totale mesurée avec le capteur différentiel de pression (ΔPes mesurée par le capteur = 1,31x104 Pa) à un débit de 22,7 L/min.

Les pertes de charge qui correspondent à l’entrée et à la sortie du module sont beaucoup plus faibles que les pertes de charge qui correspondent à l’entrée et à la sortie du caisson. En effet si on applique les équations précédentes à l’entrée et à la sortie du module, cela donne des pertes de charges de 2,7 Pa à l’entrée du module (contraction brusque avec passage d’une section de 1,71x10-3 m2 à une section de 5,37x10-4 m2) et de 3,2 Pa à la sortie du module (expansion brusque inverse). Pour faire ces estimations théoriques, il faut supposer que le courant est divisé en 6 courants égaux parallèles à l’intérieur du module spiralé; chacun de ces courant correspondant à l’eau qui entre dans un canal d’écoulement tangentiel (6 canaux en parallèle). La vitesse d’écoulement dans les calculs de perte de charge est la vitesse moyenne à l’intérieur des espaceurs grossiers. Cette vitesse s’exprime par l’équation suivante :

Équation 4.4.4

D’après ces estimations théoriques les pertes de charges à l’entrée et à la sortie du module sont négligeables. Par contre les pertes de charges à l’entrée et à la sortie du caisson sont un peu plus importantes (3 % de ΔPes). Toutefois, elles n’ont pas été prises en considération dans ce qui suit et les lectures du capteur différentiel de pression (qui incluent ces effets d’entrée et de sortie) ont été utilisées dans les calculs faits avec l’Équation 4.4.1. Il a donc été considéré que les valeurs de ΔPes mesurées par le capteur correspondaient essentiellement à la perte de charge due à l’écoulement dans les canaux tangentiels.

Le Tableau 11 présente les résultats portant sur l’obstruction des canaux d’écoulement tangentiels du module spiralé NF200-4040 au cours des essais d’affinage par NF réalisés à l’UTE de Sainte-Foy. Les résultats sont présentés en terme d’augmentation équivalente du diamètre du brin de l’espaceur grossier dF tel que cela a été expliqué au début de cette section 4.4.6 et aussi en terme de quantité de matière déposée mD dans les espaceurs grossiers. Cette quantité de matière peut être évaluée en soustrayant la masse initiale de l’espaceur de sa masse finale par l’équation suivante :

Équation 4.4.5

Où Cte est une constante qui dépend de la masse volumique du dépôt et de la longueur totale des brins d’espaceur grossier. Le Tableau 11 présente donc les essais dans l’ordre chronologique avec la durée de l’essai, la concentration moyenne dans l’alimentation, les valeurs initiales et finales de dF, l’augmentation de dF, l’augmentation de dF par jour, la masse déposée (divisée par Cte) et la masse déposée par jour (divisée par Cte).

À la Figure 41, les cinétiques d’obstruction des canaux d’écoulement tangentiel lors des essais 3A, 3B et 3C sont comparées. La valeur initiale de dF (dFi) n’est pas constante.

Pour ces 3 essais, dF augmente avec le temps de filtration, traduisant ainsi l’obstruction des canaux d’écoulement tangentiels. Contrairement aux courbes de Rg/μ qui avaient des courbures positives, les courbes de dF ont des courbures négatives. Cela veut dire que la matière s’accumule plus rapidement dans les espaceurs en début d’essai et moins rapidement ensuite. Supposant que le dépôt s’épaissit, la vitesse d’écoulement tangentielle dans le module augmente et les forces de cisaillement augmentent. Plus ces forces augmentent, plus elles tendent à décoller les couches supérieures du dépôt qui peuvent avoir une moins grande cohésion que les couches profondes et donc être plus faciles à détacher. Cela expliquerait le ralentissement de la croissance du dépôt dans les espaceurs avec le temps de fonctionnement.

L’essai 3A a été le premier des 14 essais réalisés à l’UTE de Sainte-Foy dans le cadre de ce projet de recherche alors que le module n’avait servi qu’en laboratoire pour les essais de caractérisation et lors d’un essai préliminaire d’affinage en août 2003. La Figure 41 montre que la valeur initiale de dF lors de cet essai est très semblable à la valeur de 3,56x10-4 m fournie par Filmtec/Dow Chemical pour le diamètre d’un brin d’espaceur propre (voir Tableau 19). Ensuite, l’essai 3B a été réalisé trois mois plus tard et l’essai 3C encore deux mois plus tard. La valeur initiale de dF a augmenté dans le temps. Toutefois, cela n’est pas représentatif de l’ensemble des essais comme le montre le Tableau 11 puisque dF initial redescend vers la fin de la période expérimentale. Les lavages chimiques effectués entre chaque essai n’ont peut-être pas toujours eu la même efficacité pour nettoyer les canaux d’écoulements tangentiels obstrués.

La deuxième conclusion qui ressort du Tableau 11 est que la quantité de matière déposée par jour exprimée en terme de (mD/(Cte.jour)) varie beaucoup d’essai en essai. En comparant les deux cas extrêmes (essai 1B et 1C), il y a un facteur 2,3. La masse déposée dans les espaceurs grossiers devrait être proportionnelle à la concentration de matière dans l’eau à traiter. La Figure 42 montre que la masse déposée au cours des essais semble être en relation avec la concentration en COT dans l’alimentation.

La Figure 42 présente tous les essais du Tableau 11 sauf l’essai 1F au cours duquel il s’est passé un événement inhabituel. Les résultats de cet essai seront discutés un peu plus tard. Le coefficient de régression linéaire qui relie la masse déposée par jour au COT de l’alimentation est de 75 % ce qui est relativement faible. Il y a 2 principaux facteurs qui pourraient expliquer les écarts des points par rapport à la droite de régression linéaire. Premièrement, la nature de la MON a varié au cours de la période expérimentale comme le témoigne les variations de l’indice SUVA de l’alimentation (1,1 à 1,6 L/(m.mg)). Il se pourrait que certains types de colloïdes organiques aient une plus grande facilité à se déposer dans les espaceurs. Ensuite, les essais n’ont pas tous été réalisés dans les mêmes conditions d’opération. Par exemple, le débit de recirculation a une influence sur le temps de rétention des colloïdes dans le module et donc sur leur probabilité de se déposer dans les espaceurs grossiers. À Qr = 11 L/min, l’eau et les colloïdes ont traversé un moins grand nombre de fois le module qu’à Qr = 19 L/min. Il est possible d’utiliser ce raisonnement pour tenter d’expliquer les résultats des essais 3A, 3B et 3C. Ces résultats sont résumés au Tableau 12 dans lequel les débits de recirculation sont indiqués.

Les essais 3A et 3B ont été réalisés au même débit de recirculation. Toutefois, la concentration en COT de l’alimentation était 8 % plus élevée lors de l’essai 3B ce qui a contribué à ce que la masse déposée par jour soit significativement plus élevée. Par contre, la masse déposée par jour lors de l’essai 3C (réalisé à Qr = 11 L/min) n’a pas été beaucoup plus élevée que celle déposée lors de l’essai 3B (réalisé à Qr = 19 L/min) même si la concentration en COT de l’alimentation était 20 % plus élevée lors de l’essai 3C. Cela pourrait s’expliquer par le fait que les colloïdes ont passé un moins grand nombre de fois dans le module lors de cet essai dû au Qr plus bas.

La Figure 43 montre l’importance de la préfiltration pour limiter l’obstruction des canaux d’écoulement tangentiels d’un module spiralé. Les cinétiques d’obstruction des canaux lors des essais 1C et 1F y sont présentées en terme d’augmentation du diamètre dF du brin de l’espaceur grossier. Ces deux essais ont été réalisés dans les mêmes conditions de vp, TRG et Qr.

La partie de gauche de la Figure 43 montre que les taux d’augmentation de dF ont été relativement semblables au cours des 150 premières heures de ces deux essais. Par la suite, il y a eu une montée subite de dF lors de l’essai 1F tandis que la montée de dF s’est fait de façon plus graduelle lors de l’essai 1C. Ce phénomène observé uniquement lors de l’essai 1F s’explique par un problème survenu au niveau de la préfiltration tel que montré sur la partie de droite de la Figure 43. Ce graphique illustre l’évolution dans le temps de la perte de charge dans le préfiltre situé en amont du montage pilote de NF à l’UTE de Sainte-Foy. Lors de l’essai 1F, la perte de charge a atteint un maximum après 150 heures et a baissé par la suite. Le fait que la perte de charge diminue suggère qu’il y a probablement eu une perte d’intégrité du préfiltre après 150 heures d’opération et possiblement un relargage de matière vers le module spiralé. Une préfiltration déficiente et le relargage possible de matière par le filtre auraient causé l’obstruction prématurée des canaux d’écoulement tangentiels et donc la montée subite de dF. La perte d’intégrité du préfiltre pourrait s’expliquer par un entretien inadéquat. En fait, le même préfiltre à cartouche a été utilisé tout au long de la période expérimentale et celui-ci n’a jamais été nettoyé à l’exception du tissu le recouvrant qui a été remplacé après chaque essai. Le préfiltre a aussi été entreposé à l’air libre pendant certaines périodes de temps, ce qui a pu permettre une certaine croissance biologique à l’intérieur de celui-ci. L’augmentation rapide de la perte de charge lors de l’essai 1F par rapport à l’essai 1C pourrait s’expliquer par la formation plus rapide d’un biofilm lors de l’opération en eau plus chaude. En effet, la température de l’eau a varié de 11 à 14 °C lors de l’essai 1F comparativement à une variation de 3 à 7 °C lors de l’essai 1C.

En somme, il a été observé au cours des essais d’affinage par NF qu’il y a eu une augmentation importante de dF traduisant une obstruction significative des canaux d’écoulement tangentiel. La quantité de matière déposée dans les espaceurs grossiers constituant ces canaux dépend principalement de la concentration de matière qui se trouve dans l’eau à traiter. Le dépôt de matière pourrait aussi être influencé par la nature de la MON et par les conditions d’opération du procédé de NF. Il a été vu que la matière déposée peut être difficile à enlever par de simples lavages chimiques. Il a aussi été vu qu’une déficience du pré-filtre peut causer un fort accroissement de l’obstruction des canaux d’écoulement tangentiel. Il est donc très important de prévenir ce phénomène par une utilisation adéquate de la préfiltration.

L’étude pilote réalisée a permis d’étudier l’affinage par NF à l’UTE de Sainte-Foy dans différentes conditions d’opération. À la lumière des résultats de cette étude, il est évident que les conditions idéales pour minimiser l’augmentation de (RAT-RA0T)/μ sont une vitesse de perméation faible, un taux de récupération faible et un débit de recirculation élevé. Il est possible de traduire l’augmentation de (RAT-RA0T)/μ dans le temps en coûts énergétiques supplémentaires. Toutefois, le choix des conditions d’opération pour un système à l’échelle réelle ne doit pas se faire seulement en fonction de la cinétique de colmatage des membranes. En effet, au point de vue pratique, il faut aussi considérer d’autres aspects économiques. L’étude des coûts de l’affinage par NF n’était pas un objectif du projet mené à l’UTE de Sainte-Foy mais certaines considérations économiques sont discutées dans ce qui suit.

Il existe deux principales stratégies d’opération des procédés membranaires. Premièrement, on peut choisir d’opérer dans des conditions qui minimisent le colmatage et ainsi faire des économies en énergie reliées à la plus faible perte de productivité. On peut aussi choisir d’opérer dans des conditions qui ne minimisent pas le colmatage mais qui permettent de réduire considérablement l’investissement initial. L’opération à basse vitesse de perméation nécessite une plus grande surface de membrane pour traiter le même débit de perméat qu’à plus haute vitesse de perméation. Cela se traduit donc en des coûts d’investissement supplémentaires. Par exemple, lors de l’essai 5B réalisé à 20 L/(h.m2), on a produit 46,8 m3 de perméat en 309 h avec une résistance additionnelle corrigée de 12x1012 m-1 tandis que pour produire le même volume de perméat lors de l’essai 2B réalisé à 28 L/(h.m2), il a fallu 220 h avec une résistance additionnelle corrigée de 37x1012 m-1. Afin de produire 46,8 m3 de perméat en 220 h lors de l’essai 5B au lieu de la faire en 309 h, il aurait fallu avoir 3,1 m2 de membrane supplémentaire (rappelons que la surface filtrante du module NF200-4040 est de 7,6 m2).

Dans cet exemple, il faudrait donc évaluer s’il est plus économique à long terme, d’investir dans une plus grande surface de membrane ou bien de travailler dans des conditions qui favorisent davantage le colmatage et qui nécessitent donc des coûts énergétiques supplémentaires. Dans le deuxième cas, on pourrait aussi minimiser l’impact énergétique du colmatage en effectuant des lavages à une fréquence plus élevée mais cela se traduirait en des coûts supplémentaires reliés à l’opération des lavages et aux quantités d’eau et de produits chimiques requis. Les lavages chimiques fréquents pourraient aussi raccourcir la durée de vie des membranes. Dans l’exemple présenté, le 3,1 m2 de membrane supplémentaire nécessaire pour produire le même débit de perméat à 20 L/(h.m2) qu’à 28 L/(h.m2) correspond à une augmentation de surface membranaire d’environ 40 %. Cela pourrait constituer un investissement supplémentaire substantiel. Dans cet investissement, il faudrait aussi compter la taille du bâtiment ainsi que son chauffage et son éclairage. D’autres facteurs économiques à considérer lors du choix des conditions d’opération sont les coûts reliés au pompage et à la disposition du concentré ainsi que les coûts reliés à la recirculation du concentré. Ces aspects doivent être considérés lors du choix du taux de récupération global et du débit de recirculation.

En bref, le choix des conditions d’opération pour un système d’affinage par NF à l’échelle réelle est un exercice ardu qui doit inclure pour différents scénarios possibles, un bilan des coûts d’investissement, d’opération et d’entretien. Les scénarios possibles sont les différents agencements de conditions d’opération qui pourraient aussi changer avec les saisons. Les résultats du présent projet de recherche pourraient éventuellement se traduire en coûts d’opération reliés à la dépense énergétique supplémentaire due au colmatage. Il pourrait donc y avoir, pour les différents agencements de conditions d’opération étudiés, une évaluation des coûts en énergie. Finalement, pour compléter l’étude économique il faudrait évidemment estimer les autres coûts reliés à l’affinage par NF.

© Mathieu Bonnelly, 2005