Rapport Final age EquipeBLEU 2010

DEHOVE Thibaut HILT Aurélien SERVAN Olivier OPTYKER David WANG Le

25 Janvier 2010

ENPC - Projet de Barrage – Groupe Bleu

Rapport final

Etudes de conception d’un barrage en enrochements au Sep

Professeurs encadrants : M. GUERINET (EIFFAGE TP) P. CHARDARD (EIFFAGE TP) P.DELAGE (CERMES)

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Table des matières

Table des matières..................................................................................................................... 2

Index des figures ........................................................................................................................ 4

Index des tableaux ..................................................................................................................... 6

Introduction et présentation générale du barrage .................................................................... 7

1 Géologie et matériaux ........................................................................................................ 8

1.1 Géologie du site .......................................................................................................... 8

1.1.1 Aspect général ....................................................................................................... 8 1.1.2 Traitement du terrain ............................................................................................ 8

1.2 Matériaux à disposition .............................................................................................. 9

1.2.1 Enrochements ........................................................................................................ 9 1.2.2 Argile ...................................................................................................................... 9

1.3 Eléments du Barrage ................................................................................................. 10

1.3.1 Noyau Argileux ..................................................................................................... 10 1.3.2 Filtres ................................................................................................................... 10 1.3.3 Voile d’injection ................................................................................................... 10 1.3.4 Drain aval ............................................................................................................. 11 1.3.5 Instrument d’auscultation ................................................................................... 11

2 Calculs de Stabilité du barrage ......................................................................................... 13

2.1 Corrélation intensités/paramètres du mouvement vibratoire ................................. 13

2.2 Prédimensionnement vis-à-vis de la stabilité de pente ............................................ 14

2.3 Calculs de stabilité numériques ................................................................................ 15

2.3.1 Modélisation sous Z_soil ...................................................................................... 15 2.3.2 Modélisation sous Plaxis ...................................................................................... 18 2.3.3 Calcul de stabilité à la main ................................................................................. 26

3 Organes hydrauliques du barrage..................................................................................... 34

3.1 Présentation générale .............................................................................................. 34

3.2 Critères de dimensionnement .................................................................................. 34

3.3 Evacuateur de crues ................................................................................................. 35

3.3.1 Principe de dimensionnement ............................................................................. 35 3.3.2 Application des critères ....................................................................................... 38 3.3.3 Caractéristiques de l’ouvrage retenu ................................................................... 38

3.4 Vidange de fond ........................................................................................................ 39

3.4.1 Principe de dimensionnement ............................................................................. 40 3.4.2 Application des critères ....................................................................................... 42 3.4.3 Caractéristique de l’ouvrage retenu .................................................................... 43

3.5 Restitution ................................................................................................................ 44

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3.6 Débit réservé ............................................................................................................ 45

3.6.1 Principe ................................................................................................................ 45 3.6.2 Dimensionnement ............................................................................................... 45

3.7 Dérivation provisoire ................................................................................................ 46

4 Méthodes de construction ............................................................................................... 48

4.1 Installations de chantier ........................................................................................... 48

4.2 Installations annexes ................................................................................................ 48

4.3 Matériaux ................................................................................................................. 49

4.3.1 Enrochements ...................................................................................................... 49 4.3.2 Argile .................................................................................................................... 50 4.3.3 Filtres ................................................................................................................... 50 4.3.4 Béton ................................................................................................................... 50

4.4 Ouvrages souterrains ................................................................................................ 51

4.4.1 Galerie de dérivation ........................................................................................... 51 4.4.2 Puits évacuateur de crue ..................................................................................... 51 4.4.3 Galerie d’inspection ............................................................................................. 51

4.5 Batardeau ................................................................................................................. 52

4.6 Barrage ..................................................................................................................... 52

4.6.1 Travaux préparatoires de terrassement .............................................................. 52 4.6.2 Réalisation du corps du barrage .......................................................................... 53

5 Volumes ............................................................................................................................ 55

5.1 Volumes du barrage .................................................................................................. 55

5.1.1 Enrochements ...................................................................................................... 55 5.1.2 Noyau .................................................................................................................. 55 5.1.3 Filtre 1 .................................................................................................................. 56 5.1.4 Filtre 2 .................................................................................................................. 56 5.1.5 Total barrage ....................................................................................................... 57

5.2 Volumes du batardeau ............................................................................................. 58

5.3 Terrassements et injections ...................................................................................... 59

6 Mise en place des matériaux ............................................................................................ 60

6.1 Engins ....................................................................................................................... 60

6.1.1 Transport ............................................................................................................. 60 6.1.2 Compactage ......................................................................................................... 61 6.1.3 Mise en place ....................................................................................................... 62

6.2 Mouvements de terre ............................................................................................... 62

7 Planning ............................................................................................................................ 64

7.1 Durées des tâches ..................................................................................................... 64

7.2 Occupation des zones géographiques ...................................................................... 65

7.3 Période de réalisation des tâches critiques .............................................................. 65

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7.4 Continuité d’utilisation du matériel .......................................................................... 65

7.5 Enchaînement de tâches........................................................................................... 65

8 Evaluation du prix de notre ouvrage ................................................................................ 67

Références bibliographiques ................................................................................................... 68

9 Annexe A : Calculs de dimensionnement .......................................................................... 70

9.1 Filtres ........................................................................................................................ 70

9.2 Noyau ....................................................................................................................... 73

9.3 Voile d’étanchéité ..................................................................................................... 74

9.4 Etude de la rive gauche ............................................................................................. 78

9.5 Ouvrage souterrain en rive gauche ........................................................................... 79

Données relatives au béton ................................................................................................. 82

Résultats .............................................................................................................................. 82

10 Annexe B : plans, schémas et planning ......................................................................... 84

Index des figures

Figure 1 : Géométrie du modèle Z_Soil ................................................................................... 16 Figure 2 : Application des pressions sur le noyau (Z_Soil) ....................................................... 16 Figure 3 : Déformée statique sous Z_Soil................................................................................. 17 Figure 4 : Contraintes principales (Z-Soil) ................................................................................ 17 Figure 5 : Le barrage et ses différentes zones : noyau, enrochements et fondation (Plaxis) ... 18 Figure 6 : Maillage utilisé (Plaxis) ............................................................................................. 18 Figure 7 : Ligne de pression nulle et pressions interstitielles calculées par Plaxis ................... 19 Figure 8 : Maillage déformé, cas statique ................................................................................ 20 Figure 9 : Déplacements horizontaux, cas statique ................................................................. 20 Figure 10 : Contraintes de cisaillement, cas statique ............................................................... 20 Figure 11 : Nouveau zonage du barrage, cas statique (avec couche aval) ............................... 21 Figure 12 : Déplacements obtenus, cas statique (avec couche aval) ....................................... 21 Figure 13 : Contraintes de cisaillement, cas statique (avec couche aval) ................................ 22 Figure 14 : Convergence du facteur de sécurité, cas statique pour un niveau de retenue

normale, (Plaxis) .................................................................................................................................. 22 Figure 15 : Maillage déformé sous séisme ............................................................................... 23 Figure 16 : Déplacements obtenus sous séisme ...................................................................... 23 Figure 17 : Contraintes de cisaillement sous séisme ............................................................... 23 Figure 18 : Répartition des pressions interstitielles, cas de vidange rapide ............................. 24 Figure 19 : Maillage déformé, cas d'une vidange rapide ......................................................... 24 Figure 20 : Déplacements, cas d'une vidange rapide ............................................................... 25 Figure 21 : Contraintes de cisaillement, cas d'une vidange rapide .......................................... 25

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Figure 22 : Efforts appliqués au barrage (glissement sur le substratum) ................................. 27 Figure 23 : Efforts agissant sur le barrage (glissement plan dans un talus) ............................. 28 Figure 24 : Abaque : Déplacement max. pour séisme standardisé, « Effects of Earthquakes on

Dams ans Embankment » N.M. Newmark ............................................................................................ 31 Figure 25 : Plan de glissement circulaire, « Effects of Earthquakes on Dams ans Embankment

» N.M. Newmark .................................................................................................................................. 32 Figure 26 : Schéma de l'évacuateur de crues ........................................................................... 35 Figure 27 : Courbe de tarage de l'évacuateur de crues ........................................................... 39 Figure 28 : Calcul de la cote de ½ poussée : Géométrie du modèle......................................... 40 Figure 29 : Surface de la retenue (Dossier CTPB, Somival, 1989) ............................................. 42 Figure 30 : Courbe I(z) utilisée pour le dimensionnement ....................................................... 43 Figure 31 : Débit maximal de restitution ................................................................................. 44 Figure 32 : Branchement du débit réservé .............................................................................. 45 Figure 33 : Volume d'enrochements ........................................................................................ 55 Figure 34 : Volume du noyau ................................................................................................... 55 Figure 35 : Volume filtre 1 ....................................................................................................... 56 Figure 36 : Volume filtre 2 ....................................................................................................... 56 Figure 37 : Volumes totaux du barrage.................................................................................... 57 Figure 38 : Volumes du batardeau ........................................................................................... 58 Figure 39: Granulométrie des matériaux de construction. [Abscisse en mm ordonnée en %]

............................................................................................................................................................. 70 Figure 40: Granulométrie des Filtres [Abscisse en mm ordonnée en %]................................ 73 Figure 41: Sortie graphique du gradient hydraulique avec Z-Soil [échelle : Bleu Foncé i = 2 ;

Rouge i = 39] ........................................................................................................................................ 74 Figure 42: Réseau d'injections ................................................................................................. 77 Figure 43: RQD dans les sondages de la rive gauche ............................................................... 78 Figure 44: Classement selon L’AFTES de nos galeries. ............................................................. 81 Figure 45: Graphique de convergence confinement de notre galerie ..................................... 83

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Index des tableaux

Tableau 1 : Correspondance entre degrés sur l’échelle MSK 1964 et paramètres du mouvement du sol ............................................................................................................................... 13

Tableau 2 : angles de frottements moyens nécessaires pour les enrochements, d’après Seed ............................................................................................................................................................. 14

Tableau 3 : Paramètres des matériaux du modèle Z-Soil ......................................................... 15 Tableau 4 : Terrassement et injections .................................................................................... 59 Tableau 5 : Terrassement et injections .................................................................................... 59 Tableau 6 : Temps de transport des enrochements ............................................................... 60 Tableau 7 : Détermination du nombre de tombereaux ........................................................... 61 Tableau 8 : Compactage des matériaux ................................................................................... 61 Tableau 9 : Relevé des essais d'eau des fondations ................................................................. 74 Tableau 10 : Limites des profondeurs d'injection depuis le terrain naturel............................. 76 Tableau 11: Comparaison de la résistance en compression et de la perméabilité entre la rive

gauche et le reste du massif. ................................................................................................................ 78

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Introduction et présentation générale du barrage

Le cadre de ce projet de barrage est le barrage du Sep, situé à un kilomètre en amont du confluent du Sep et de la Morge, sur la commune de Saint-Hilaire-la-Croix, dans le département du Puy-de-Dôme. En nous basant sur le dossier présenté en 1989 au CTPB (Comité Technique Permanent des Barrages) par le maître d’œuvre du barrage existant, notre travail consiste à imaginer, concevoir et justifier une solution différente de celle existante.

Les caractéristiques du site entrant dans le cahier des charges du barrage sont les suivantes : • Terrain de fondation : Tuf rhyolitique • Cote du lit du Sep au droit du site : 462 N.G.F. • Pente du lit du Sep : 1,6 % environ • Rives rocheuses • Pentes moyennes des rives : 1,4 H / 1 V • Talus en pied de rive droite plus doux qu’en rive gauche • Largeur de fond de vallée : ≈ 30 m à la cote 463 N.G.F. • Largeur de vallée à la cote 503 N.G.F. (crête) : 140 m

Les caractéristiques de la retenue sont :

• Altitude de la retenue maximale en exploitation normale, RN : 500 N.G.F • Altitude de la retenue maximale exceptionnelle, PHE : 501,50 N.G.F • Aire de la retenue au niveau normal (RN) : 33 ha • Aire de la retenue au niveau maximal exceptionnel, PHE : 35 ha • Capacité totale de la retenue à RN (500) : 4,7.10 Mm3 • Capacité totale de la retenue PHE (501,5) : 5,2 Mm3 • Capacité utile de la retenue à RN (500) : 4,6.10 Mm3

Nous avons choisi une solution de barrage en enrochements à noyau argileux central, car ce

type de barrage présente une certaine déformabilité, ce qui lui confère une bonne résistance aux séismes. Les caractéristiques du barrage sont les suivantes :

• Altitude de la crête du barrage : 503 N.G.F • Altitude du seuil du déversoir latéral : 500 N.G.F • Longueur de crête : 140m • Largeur en crête : 10m • Hauteur au dessus du terrain naturel : 41m • Fruit du parement amont : 1,6H/1V • Fruit du parement aval : 1,6H/1V • Largeur maximal en font de vallée : 138m • Volume du barrage : 220 000 m3

On a opté pour un noyau central à cause de la présence d’une faille à l’amont en rive droite.

La solution à noyau incliné aurait mis le noyau à cheval sur la faille, ce qui aurait pu rompre l’étanchéité du noyau en cas de désordre de la faille.

Le choix de l’évacuateur de crue est original. Il consiste en un seuil libre latéral, suivi d’un coursier incliné vers une tête de puits. L’eau se déverse dans le puits foré dans la roche, comme une sorte de tulipe, et continue sa course dans une galerie elle aussi dans la roche. L’eau ressort à l’aval du barrage et fini sa course dans le bassin de dissipation.

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1 Géologie et matériaux

1.1 Géologie du site

1.1.1 Aspect général

La vallée du Sep est essentiellement composée de roches volcano-sédimentaires (principalement des tufs rhyolitiques). Le massif est globalement très fracturé et présente plusieurs zones de failles. On remarque aussi la présence de remplissage argileux dans celle-ci.

• fond de vallée : La roche saine se trouve en moyenne à une profondeur de 5 m en dessous du terrain naturel, en surface se trouve une couche d’alluvions variant de 1 m à 2, 5m d’épaisseur. Entre les deux, on rencontre de la roche fortement altérée (probablement dûe à des phénomènes de décompression). De ce fait, la perméabilité de la zone supérieure du massif est importante. Il nous faudra donc porter une attention particulière lors de la réalisation du voile d’injection.

• Rive gauche : Les affleurements rocheux sont importants et la roche ne montre pas de phénomène de décompression important. La roche au niveau de la galerie (entre 30 et 40 m dans le sondage S6) semble être apte à la réalisation d’une galerie. Une étude plus approfondie de ce versant est jointe en annexe.

• Rive droite : On y remarque quelques affleurements rocheux, mais elle est principalement caractérisée par la présence d’éboulis très instables sur une faible épaisseur.

1.1.2 Traitement du terrain

1.1.2.1 Décapage

Les profondeurs de décapage sont estimées au moyen des planches de coupes interprétatives et des logs de sondages du document CTPB

• La rive droite devra être décapée d’environ 3 à 5 m afin d’assurer un comportement stable de ce versant.

• Le fond de vallée devra être nettoyé de ses alluvions, mais nous laisserons en place les roches décomprimées. Il y a peu d’avantage à enlever ce matériau pour le remplacer par des enrochements de moins bonnes caractéristiques mécaniques. Au droit du noyau, nous décaperons jusqu’à la roche saine afin d’assurer une bonne continuité de la zone imperméable.

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• La rive gauche devra simplement être nettoyée de sa couche de terre végétale (environ 1 m). Il faudra aussi y faire un travail de désenrochement, car on rencontre plusieurs gros blocs en surface.

Note : Ces blocs pourront être mis de côté pour pouvoir être employés dans le riprap.

1.1.2.2 Excavations

• Galerie de restitution : cette galerie sera réalisée par méthode classique (dynamitage du front). Le choix et le dimensionnement du soutènement est fait selon la recommandation AFTES GT7R1F2.

• Puits d’évacuation des crues : la réalisation du puits d’évacuation des eaux de crue suivra les recommandations délivrées par le bulletin AFTES GT28R1F1 « Puits profonds et galeries inclinées »

1.2 Matériaux à disposition

1.2.1 Enrochements

Une carrière d’enrochement a été identifiée à 100 m en amont du barrage lors des reconnaissances préliminaires. Les propriétés mécaniques de ces enrochements sont décrites dans le dossier d’étude géologique et géotechnique de synthèse réalisé par SOMIVAL. On constatera que la taille des ces enrochements n’excéde pas 500 mm, en annexe est joint une granulométrie envisageable de ceux-ci. Du document d’étude préliminaire ressort aussi la nécessité de faire des essais de tir en carrière supplémentaire pour mieux apprécier le volume d’enrochement disponible.

1.2.2 Argile

Après une campagne de reconnaissance supplémentaire, une zone d’emprunt d'environ 10 000 m2 de matériaux argileux (de classe A2 selon le GTR) a pu être identifiée à 500 m en amont du barrage. Les propriétés mécaniques et granulométrique sont jointes en annexe.

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1.3 Eléments du Barrage

1.3.1 Noyau Argileux

Nous avons opté pour la solution du noyau central incliné vers l’aval. Ceci permet d’obtenir un bon serrage du noyau et de bien l’asseoir sur les enrochements en aval pour mieux résister aux pressions d’eaux.

Il mesure 11 m de large en base et 4 m en crête. Le fruit amont est de 76° et le fruit aval est de 85°. Il a été dimensionné de manière à obtenir un gradient hydraulique de 2 en pied de noyau lorsque la retenue atteint ses plus hautes eaux1. (cf annexe)

Le noyau sera assis sur une plinthe en béton affin d’assurer une bonne transition de l’étanchéité avec le voile d’injection.

1.3.2 Filtres

Les filtres sont ici pour réaliser une transition échelonnée de la granulométrie du noyau à celle des enrochements en aval et en amont. Nous avons opté pour une solution comportant deux filtres. Le premier « F1 » fait la transition du noyau au second filtre « F2 » ; le deuxième du filtre F1 aux enrochements. Ils sont respectivement larges de 2 m et 1 m pour des raisons constructives. Leur dimensionnement a été établi selon les recommandations du bulletin CIGB n°75. (cf annexe)

Comme les enrochements contiennent une portion d’éléments fins non négligeables, nous prolongerons le filtre F2 sous les enrochements du talus aval. Ce tapis drainant permettra d’évacuer le débit de fuite sans créer de pressions interstitielles.

1.3.3 Voile d’injection

Etant donné que la roche de fondation présente une faible perméabilité sur une certaine profondeur, le voile d’injection a ici pour rôle de compléter l’écran d’étanchéité sous le noyau.

Celui-ci sera réalisé depuis une plinthe en béton dentaire. Les longueurs d’injection sont établies en fonction des relevés des sondages, des essais Lugeons et des

1 Choix des fruits amont et aval ainsi que le critère de gradient i<2 selon p.87, « Earth and Rockfill Dams », Christian Kutzner.

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recommandations délivrées par L’AFTES2. (cf annexe) On prendra garde à ne pas utiliser de produits nocifs à l’environnement étant donné que cette retenue est essentiellement destinée à un usage agricole.

Note : Il nous faudra prendre des précautions là où notre galerie traverse le rideau étanche.

1.3.4 Drain aval

Etant donné la présence de nombreux remplissages argileux dans la roche de fondation, il serait judicieux de disposer d’un système de drainage des fondations avales pour éviter tout problème lié à des surpressions interstitielles. Nous choisirons des drains de 10 m de profondeur pour percer toute éventuelle poche d’argile nuisible au barrage. Au delà de cette profondeur, le poids des fondations et du barrage est suffisant pour compenser l’effet des sous pressions. Nous répartirons ces drains sur un maillage carré de 20 de côté.

1.3.5 Instrument d’auscultation

Dans un barrage en enrochements, il est important de mesurer les trois phénomènes suivants3 : les pressions interstitielles, le déplacement du barrage (principalement le tassement), et le débit de fuite.

Les mesures des pressions au sein du noyau ce feront au moyen de cellules piézométriques. Elles nous permettrons d’observer ponctuellement les phénomènes de consolidation, la valeur des pressions interstitielles ainsi que la progression du niveau de la saturation. Elles seront intégrées dans des sections jugées stratégiques au cours de la construction. La mise en relation de ces mesures devrait nous permettre de déterminer le comportement global du noyau.

Des piézomètres seront implantés dans les fondations depuis la galerie d’inspection pour détecter toutes variations anormales du niveau de la nappe.

Nous récolterons le débit sortant du filtre F2 dans un caniveau jaugé à la sortie du débit de fuite, et déceler tout problème d’érosion interne du barrage après une analyse de la composition de l’eau récoltée. Un système identique sera installé en pied de barrage.

2 Bulletin GT8R2F1 3 p.90 « Petit Barrage, recommandation pour la conception, la réalisation et le suivi», Comité Français des Grands Barrages

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Les déplacements seront mesurés par des tassomètres et des bornes topographiques installés sur le corps du barrage. Des sismographes devront êtres installé en crêtes de barrage pour enregistrer le comportement du barrage en cas de séisme.

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2 Calculs de Stabilité du barrage

Le barrage du SEP est situé dans une zone de sismicité moyenne (1a d’après les recommandations AFPS 90). L’étude géologique du site recommande de concevoir l’ouvrage pour résister à un séisme d’intensité VII MSK. Le mouvement sismique est caractérisé par un spectre de réponse. Le comportement dynamique du barrage et sa stabilité ont été calculés pour ce séisme de référence.

La présente étude de stabilité comporte deux parties :

- Etude de stabilité classique avec prise en compte, avec une modélisation avec Z_soil et Plaxis, du séisme par la méthode pseudo-statique. Cette première approche est destinée à déterminer la pente nécessaire des enrochements pour assurer la stabilité du barrage. Différents cas de chargement sont étudiés : chargement statique, séisme, et vidange rapide.

- Vérification par un calcul « à la main » et application de la Méthode de Newmark pour prendre en compte les effets dynamiques du séisme.

2.1 Corrélation intensités/paramètres du mouvement vibratoire

La corrélation de l’intensité d’un séisme avec les paramètres du mouvement vibratoire (principalement la valeur du pic d’accélération horizontale) est traitée dans le chapitre 4.2 de l’ouvrage Génie Parasismique II de Jacques Betbeder-Matibet.

Medvedev, Sponheuer et Karnik (MSK) ont proposé, pour l’établissement de leur échelle MSK, l’idée du doublement des paramètres du mouvement pour un accroissement d’un degré de l’intensité; cette règle du doublement est exprimée par le tableau ci-dessous:

• Ah : pic d’accélération horizontale (0.1s ≤ T ≤ 0.5s); • Vh : pic de vitesse horizontale (0.5 ≤ T ≤ 2.0s); • Dh : amplitude d’un pendule de période propre 0.5s et amorti à 8% de

l’amortissement critique.

Tableau 1 : Correspondance entre degrés sur l’échelle MSK 1964 et paramètres du mouvement du sol

Intensité Ah(cm/s2) Vh(cm/s) Dh(cm) V 12-50 1-2 0.05-0.1 VI 25-50 2-4 0.1-0.2 VII 50-100 4-8 0.2-0.4 VIII 100-200 8-16 0.4-0.8 IX 200-400 16-32 0.8-1.6 X 400-800 32-64 1.6-3.2

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D’après l’étude géologique du site, la région du Sep est classée en zone sismique 1a, ce qui correspond une accélération du sol de 0.2g. De plus, il parait nécessaire de prendre en compte pour le site du SEP, une intensité sismique de VII MSK, qui correspond à une accélération du sol de 50-100cm/s2 (0,05g à 0,1g).

Par conséquent, pour le pic d’accélération du sol, une valeur de 0.2g est retenue pour notre étude de stabilité.

2.2 Prédimensionnement vis-à-vis de la stabilité de pente

L’article Seismic Design of Concrete Faced Rockfill Dams de H.B. Seed présente des résultats analytiques de stabilité de pente pour les barrages en enrochement sous différents niveaux de séisme, et propose des règles pour le pré-dimensionnement de pente. D’après les critères de sécurité sismique, le dimensionnement de la pente du barrage doit assurer la stabilité d’ensemble en cas de séisme. Une interpolation en fonction de l’intensité sismique des valeurs des pentes proposées par Seed nous conduit à adopter des pentes de 1V : 1.5H pour les flancs amont et aval du barrage en pré-dimensionnement, ce qui donne un déplacement acceptable de l’ordre de vingtaine de centimètres à la crête sous séisme.

Dans cet article, des valeurs moyennes d’angle de frottement nécessaire pour les enrochements sont aussi proposées, ce qui peut nous aider à fixer la valeur requise de l’angle de frottement des enrochements pour notre modèle :

• 1psi=6894.76Pa;

• Φt : angle de frottement en déformations tridimensionnelles;

• Φps : angle de frottement en déformations planes

Tableau 2 : angles de frottements moyens nécessaires pour les enrochements, d’après Seed

Normal Pressure (psi)

Friction Angle Φt Friction Angle Φps

2 53 57 5 50.3 54

10 43.5 52 20 46.5 50 50 44 47.5

100 42 45.5 200 39.5 43 500 37.5 41

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On estime que le poids volumique des enrochements est de 25 kN/m3, et avec une hauteur de barrage de 42m, la plus grande contrainte normale est de l’ordre de 150psi sans prise en compte la pression interstitielle (contraintes totales), et de l’ordre 90psi en prenant en compte la pression interstitielle (contraintes effectives). Comme notre modèle réalisé sous une hypothèse de contraintes planes, nous avons pris une valeur intermédiaire dans la deuxième colonne pour nos enrochements :

Φ=47°

Une analyse et une justification de la stabilité statique et sismique au cours des différentes phases de construction est ensuite réalisée, à l’aide d’une modélisation sous les logiciels Z_soil et Plaxis.

2.3 Calculs de stabilité numériques

2.3.1 Modélisation sous Z_soil

2.3.1.1 Modèle utilisé

On modélise à ce stade le barrage complet en 2D (selon la coupe de plus grande hauteur) sous l’hypothèse de déformations planes, la retenue étant remplie (cas le plus défavorable), en considérant les matériaux et paramètres suivants :

Tableau 3 : Paramètres des matériaux du modèle Z-Soil

c’ (kPa) Φ° k (m/s) E (MPa) ν γ (kN/m3) Enrochements 1 47 10-4 40 0.3 25 Noyau argileux 8 25 10-8 2 0.3 17.5 Fondation 30 50 10-15 30000 0.3 27 Couche aval 5 48 10-4 40 0.3 25

• Au stade actuel, la fondation n’est pas encore modélisée sous Z_soil, donc le barrage est encastré au niveau de la fondation. Le modèle complet sera préparé sous Plaxis

• La couche aval sera ajoutée pour éviter les effets de peau dans la partie suivante pour la modélisation sous Plaxis.

• Les filtres, de faible taille par rapport au barrage, ne sont pas pris en compte dans la modélisation, de même que la galerie et autres organes hydrauliques.

• On fixe cependant ces modules d’élasticité à une valeur réaliste pour calculer en première approximation le mode de rupture et la distribution des contraintes principales sous chargement statique en retenue normale.

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2.3.1.2 Géométrie du Modèle

Figure 1 : Géométrie du modèle Z_Soil

La pression de l’eau s’applique au niveau du noyau comme la perméabilité de l’enrochement est beaucoup plus grande que celle du noyau central, qui sert à empêcher l’écoulement de l’eau au sein du barrage.

Figure 2 : Application des pressions sur le noyau (Z_Soil)

L’analyse de stabilité sous chargement statique nous indique qu’avec une pente 1V :1.5H, le coefficient de sécurité obtenu est trop petit. Nous avons donc adopté une pente 1V :1.6H. Cependant, le coefficient de sécurité calculé nous paraît encore petit pour l’analyse statique, et nous avons décidé ensuite d’utiliser Plaxis pour modéliser le barrage en entier afin de valider cette stabilité.

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2.3.1.3 Mode de rupture : sur la pente aval

Figure 3 : Déformée statique sous Z_Soil

Le chargement de l’eau est modélisé par une pression appliquée à l’amont du noyau, ce qui rend la pente aval (1V :1.5H) instable, le coefficient de sécurité converge vers SF=1.0, qui nous parait relativement petit pour être en sécurité.

2.3.1.4 Contraintes principales

Figure 4 : Contraintes principales (Z-Soil)

La plus grande contrainte principale se situe au pied aval de la pente, ou se développerait le plan de glissement en cas de la rupture. Il y a aussi des concentrations des contraintes au sein du noyau.

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2.3.2 Modélisation sous Plaxis Pour une comparaison des résultats sous chargement statique, en recherchant

notamment plus de précision sur les calculs de déplacement et de coefficient de sécurité, mais aussi pour modéliser la réponse au séisme, un modèle est développé avec Plaxis.

On modélise cette fois le barrage complet avec la fondation.

Fondation : c’ = 30 kPa, φ = 50°, E = 30 GPa (fondation rigide), imperméable (ce n’est pas le cas en réalité, mais ici on ne va pas réaliser de calculs d’écoulement)

Aussi, les filtres, de faible taille par rapport au barrage, ne sont pas pris en compte dans la modélisation, de même que la galerie et autres organes hydrauliques.

2.3.2.1 Géométrie du modèle

Figure 5 : Le barrage et ses différentes zones : noyau, enrochements et fondation (Plaxis)

Figure 6 : Maillage utilisé (Plaxis)

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Une fois la géométrie définie, il faut encore rentrer « à la main » la ligne de pression nulle du barrage, et Plaxis calcule ensuite la répartition des pressions interstitielles.

Figure 7 : Ligne de pression nulle et pressions interstitielles calculées par Plaxis

2.3.2.2 Stabilité statique

Le calcul se déroule en 3 étapes :

- Application du poids propre des matériaux (en conditions drainées) pour simuler le déplacement du barrage après la construction, avec prise en compte de la pression interstitielle.

- En cas de calcul dynamique, application de la force statique équivalente au séisme (accélération horizontale)

- Calcul du facteur de sécurité à la rupture final par la méthode « c-φ réduction » de PLAXIS (qui consiste à réduire les paramètres c’ et φ des matériaux jusqu’à obtenir la rupture)

Les figures suivantes montrent le maillage déformé, la répartition des déplacements horizontaux et les contraintes de cisaillement dans le barrage

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Figure 8 : Maillage déformé, cas statique

Figure 9 : Déplacements horizontaux, cas statique

Figure 10 : Contraintes de cisaillement, cas statique

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La plus grande contrainte se développe également sur la face aval, mais concentrée près de la crête sur une fine couche. Ceci pourrait être induit par des « effets du peau », mais ne pas être représentatif du mode de rupture réel du barrage. Pour réduire ces effets de peau, on a rajouté une couche à la surface de la pente aval avec un angle de frottement et une cohésion plus grands, ce qui nous permet d’obtenir d’autres modes de rupture éventuelle.

2.3.2.3 Nouveau modèle, avec couche aval

Figure 11 : Nouveau zonage du barrage, cas statique (avec couche aval)

Figure 12 : Déplacements obtenus, cas statique (avec couche aval)

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Figure 13 : Contraintes de cisaillement, cas statique (avec couche aval)

On trouve ici un plan de glissement plus profond en cas de rupture.

Le coefficient de sécurité trouvé par la méthode « c-φ reduction » de PLAXIS est 1.822 pour le cas statique avec retenue normale (cote z=500 NGF) et 1.826 avec retenue extrême (cote z=501,5 NGF). Ces coefficients sont tout à fait acceptables.

Figure 14 : Convergence du facteur de sécurité, cas statique pour un niveau de retenue normale, (Plaxis)

2.3.2.4 Stabilité dynamique

Pour le cas dynamique avec un séisme de 0.2g, faute d’accélérogramme enregistré pour site, nous avons utilisé la méthode pseudo-statique.

0 50 100 150 2001

1.2

1.4

1.6

1.8

2

|U| [m]

Sum-MsfChart 1

Curv e 1

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Figure 15 : Maillage déformé sous séisme

Figure 16 : Déplacements obtenus sous séisme

Figure 17 : Contraintes de cisaillement sous séisme

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Le coefficient de sécurité trouvé par la méthode « c-φ reduction » de PLAXIS est 1.174 pour séisme de 0.2g. Ce qui est acceptable, vu la faible probabilité de ce type de chargement. On notera que la valeur de 0,2g est de plus peut-être surévaluée par rapport aux 0,05-0,1g trouvés précédemment.

2.3.2.5 Stabilité en cas de vidange rapide

Un dernier cas de charge à considérer est le cas d’une vidange rapide. En cas de vidange rapide, l’eau dans le barrage n’a pas de temps de s’évacuer et il est important de connaître le comportement du barrage dans ce cas. Nous avons effectué le modèle suivant :

Figure 18 : Répartition des pressions interstitielles, cas de vidange rapide

Figure 19 : Maillage déformé, cas d'une vidange rapide

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Figure 20 : Déplacements, cas d'une vidange rapide

Figure 21 : Contraintes de cisaillement, cas d'une vidange rapide

Le dépacement et la contrainte de cisaillement calculés nous indiquent une rupture éventuelle sur la pente amont en cas de vidange rapide. Cependant, le coefficient de sécurité calculé est SF=1.131, qui est du même ordre que lors du chargement sous séisme. Néanmoins, les hypothèses considérées ici sont extrêmes (vidange instantanée du barrage très peu réaliste), et en réalité une bonne partie de l’eau a déjà pu s’évacuer au cours de la vidange. Cette valeur du coefficient de sécurité est donc acceptée sans problème.

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2.3.3 Calcul de stabilité à la main

2.3.3.1 Définition des actions extérieures

On définit plusieurs cas de chargement pour le barrage. Ainsi, on distinguera les actions permanentes, les actions variables et les actions accidentelles.

• Les actions permanentes sont le poids propre du barrage. • Les actions variables sur le barrage sont celles dues à la variation du niveau de la

retenue. Ainsi, on considérera l’effet de la poussée hydrostatique de la retenue sur le noyau du barrage (dans le sens horizontal). Pour ce qui concerne l’effet des sous-pressions, on doit considérer que l’enrochement mis en place à l’amont est perméable, et que le drainage est assuré à l’aval. Puisque la largeur du noyau argileux est faible devant celle des enrochements, on pourra considérer, sans perte significative de précision, que l’effet des sous-pressions sur le barrage se manifeste par une réduction du poids volumique de l’enrochement amont du barrage.

• Les actions accidentelles que l’on considérera sont celles dues aux séismes. Compte tenu que le barrage est situé dans une zone à faible ou moyenne sismicité, il est à prévoir, d’après les recommandations de l’étude géologique une accélération égale à 0.2g.

Ensuite, on définit trois combinaisons de chargement, en accord avec les consignes données dans les ouvrages « Design of small dams » et « Justification des barrages poids» : charges usuelles, charges exceptionnelles et charges extrêmes. Pour cela, il faut définir les niveaux des eaux à prendre en considération. La cote de la retenue normale est celle du seuil du déversoir de crues, soit 500 NGF, ce qui donne une hauteur d’eau de 39m. De même comme niveau des plus hautes eaux on prend la cote 501.5 NGF, ce qui donne une hauteur d’eau de 40.5m.

Les différentes combinaisons de charge seront alors :

• Charge usuelle : action de la poussée hydrostatique des eaux au niveau de la retenue normale.

• Charge exceptionnelle : action de la poussée des eaux au niveau des plus hautes eaux.

• Charge extrême : actions de la poussée des eaux au niveau de la retenue normale et un séisme (dont l’accélération est de 0.2g) en même temps.

On calcule ensuite la stabilité du barrage par plusieurs méthodes, en supposant différents cas de surface de rupture. Ainsi, on utilisera la méthode pseudo-statique (qui a pour but de résoudre un problème de glissement dans un plan incliné) et la méthode de

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Newmark (qui a comme but de compléter les calculs antérieurs en tenant compte des effets dynamiques liés au séisme).

2.3.3.2 Justification vis-à-vis du glissement du barrage sur le substratum :

On applique la méthode pseudo-statique pour la justification de la stabilité du barrage vis-à-vis de la possibilité d’un glissement du barrage sur le substratum, sous la poussée des eaux.

Le coefficient de frottement 𝜇𝜇 entre le rocher et le barrage est calculé à l’aide de la formule de mécanique des sols : 𝑇𝑇𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 = 𝑁𝑁 tan𝜑𝜑 , 𝜇𝜇 = tan𝜑𝜑 avec 𝜑𝜑 l’angle de frottement.

Le schéma de forces pour ce cas est le suivant, avec :

• P1 : Action hydraulique • W : Poids propre du barrage

• αW : Action sismique, assimilée à une force statique. α=0.2

• N : Portance de la fondation. • FR : Frottement, FR = 𝜇𝜇N

Figure 22 : Efforts appliqués au barrage (glissement sur le substratum)

On écrit l’équilibre de forces pour ce cas, soit ∑ �⃗�𝐹 = 0 , pour obtenir les équations suivantes :

�𝑃𝑃1 + 𝛼𝛼𝛼𝛼 − 𝐹𝐹𝑅𝑅 = 0𝛼𝛼 −𝑁𝑁 = 0

�

Dans ces équations on isole les valeurs des réactions du rocher. On obtient alors :

�𝐹𝐹𝑅𝑅 = 𝑃𝑃1 + 𝛼𝛼𝛼𝛼𝑁𝑁 = 𝛼𝛼

�

On vérifie la condition de non-glissement portant sur 𝑁𝑁 et 𝐹𝐹𝑅𝑅 .

𝐹𝐹𝑅𝑅 ≤ 𝜇𝜇𝑁𝑁 ⇒ 𝑃𝑃1 + 𝛼𝛼𝛼𝛼 ≤ 𝛼𝛼 𝑡𝑡𝑚𝑚𝑡𝑡𝜑𝜑

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On substitue dans cette inéquation 𝑃𝑃1 par sa valeur et on utilise un angle de frottement égal à 48°. Après simplification de l’expression obtenue, on arrive à la relation suivante :

12𝜌𝜌𝜌𝜌ℎ2 ≤ (1.11 − 𝛼𝛼)𝛼𝛼

Si on réalise les applications numériques pour les différents cas de chargement, on s’aperçoit que les forces résistantes sont toujours plus grandes que les forces sollicitantes, et qu’on obtient comme coefficients de sécurité :

𝐹𝐹𝐹𝐹𝑢𝑢𝑢𝑢𝑢𝑢𝑢𝑢𝑢𝑢 = 1.60 ; 𝐹𝐹𝐹𝐹𝑢𝑢𝑚𝑚𝑒𝑒𝑢𝑢𝑒𝑒𝑡𝑡 = 1.15 ; 𝐹𝐹𝐹𝐹𝑢𝑢𝑚𝑚𝑡𝑡 = 1.02

On note que la valeur obtenue pour 𝐹𝐹𝐹𝐹𝑢𝑢𝑚𝑚𝑡𝑡 n’est pas vraiment satisfaisante, mais ce type d’approche « à la main » est moins précis pour des calculs dynamiques que la modélisation faite sous Plaxis.

2.3.3.3 Glissement plan dans un talus

On applique de nouveau la méthode pseudo-statique. On considère pour ce cas la figure suivante, où l’on montre le schéma des forces qui agissent sur le bloc.

Figure 23 : Efforts agissant sur le barrage (glissement plan dans un talus)

On vérifie la stabilité du bloc face au glissement sur le plan incliné, pour lequel on considère tout d’abord un angle 𝛽𝛽 inconnu, et que l’on comparera à l’inclinaison des talus choisie.

D’après l’application des équations de la statique ∑ �⃗�𝐹 = 0 sur ce bloc, on obtient le système d’équations suivant :

� 𝛼𝛼 cos𝛽𝛽 − 𝛼𝛼𝛼𝛼 sin𝛽𝛽 − 𝑁𝑁 = 0𝛼𝛼 sin𝛽𝛽 + 𝛼𝛼𝛼𝛼 cos𝛽𝛽 − 𝐹𝐹𝑅𝑅 = 0

�

où la force d’inertie liée au séisme est représentée par l’expression 𝛼𝛼𝛼𝛼.

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Dans ce système on peut obtenir de façon triviale la valeur des forces résistantes, soit :

� 𝑁𝑁 = 𝛼𝛼 cos 𝛽𝛽 − 𝛼𝛼𝛼𝛼 sin𝛽𝛽𝐹𝐹𝑅𝑅 = 𝛼𝛼 sin𝛽𝛽 + 𝛼𝛼𝛼𝛼𝑒𝑒𝑊𝑊𝑢𝑢𝛽𝛽

�

L’application de la condition de non-glissement portant sur 𝑁𝑁 et 𝐹𝐹𝑅𝑅 nous donne :

𝐹𝐹𝑅𝑅 ≤ 𝜇𝜇𝑁𝑁 ⇒ 𝛼𝛼 sin𝛽𝛽 + 𝛼𝛼𝛼𝛼𝑒𝑒𝑊𝑊𝑢𝑢𝛽𝛽 ≤tan𝜑𝜑tan𝛽𝛽 (𝛼𝛼 cos𝛽𝛽 − 𝛼𝛼𝛼𝛼 sin𝛽𝛽)

Si on considère le cas des enrochements que l’on met en place sur ce barrage, dont l’angle de frottement interne est de 48°, on peut simplifier cette expression pour obtenir une relation entre l’angle de stabilité pour la pente du barrage et la pente choisie, 1.6H/1V.

𝜑𝜑 = 48° ⇒ tanφ = 1.11

𝛼𝛼 sin2 𝛽𝛽 + 𝛼𝛼𝛼𝛼 sin𝛽𝛽 cos𝛽𝛽 ≤ 1.11(𝛼𝛼 cos2 𝛽𝛽 − 𝛼𝛼𝛼𝛼 sin𝛽𝛽 cos𝛽𝛽)

𝛼𝛼 ≤1.11𝑒𝑒𝑊𝑊𝑢𝑢2𝛽𝛽 − 𝑢𝑢𝑠𝑠𝑡𝑡2𝛽𝛽

2.11𝑢𝑢𝑠𝑠𝑡𝑡𝛽𝛽 𝑒𝑒𝑊𝑊𝑢𝑢𝛽𝛽

Dans cette expression on peut introduire la valeur de l’accélération sismique considérée, soit une valeur pour α de 0.2. On obtient alors une valeur limite pour l’angle 𝛽𝛽 de la pente de 40°.

Or la pente choisie (1V : 1,6H) est de 32°, ce qui est bien inférieur à la valeur limite. On est donc dans la zone de sécurité. Le facteur de sécurité est de :

𝐹𝐹𝐹𝐹 =tan𝛽𝛽tan𝛽𝛽′ =

0.8390.625 = 1.3

2.3.3.4 Stabilité sismique par la méthode de Newmark

Puisque la méthode pseudo-statique néglige les effets dynamiques du séisme, on utilise la méthode de Newmark pour évaluer les déplacements qui auront lieu du fait de l’excitation sismique du barrage. Pour cela on calcule un coefficient N/A, où N représente l’action des forces résistantes et A représente l’action des forces sollicitantes, qui mesure l’accélération maximum du sol dans notre cas. Ce coefficient dépend alors de la surface de glissement choisie. On évaluera ce coefficient pour les cas suivants : glissement plan et glissement circulaire.

2.3.3.4.1 Glissement Plan Pour le cas d’un glissement plan, la valeur du coefficient N, qui est la mesure de

résistance dans un état stable, est donnée par l’expression :

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𝑁𝑁 = (𝐹𝐹𝐹𝐹�� − 1) sin𝜃𝜃

où la valeur du coefficient de sécurité pour une sollicitation statique est égale à :

𝐹𝐹𝐹𝐹�� =tan𝜑𝜑tan 𝜃𝜃

et les deux angles 𝜑𝜑 et 𝜃𝜃 sont celui de frottement interne du matériau et celui de la pente, qui est le plus dangereux pour ce type de glissement. On évalue la valeur du coefficient N pour les données de notre barrage, soit un angle de frottement de 47° et un angle du talus de 32° (1V :1.6H). On obtient la valeur suivante pour le coefficient N :

𝑁𝑁 = 0.582

On applique ensuite un séisme normalisé décrit dans l’article « Effects of Earthquakes on Dams ans Embankment » qui a comme caractéristiques une valeur de l’accélération de 0.5g et une vitesse maximale de 30in/s (0.762m/s). Cela nous permet d’évaluer un déplacement en relation avec des grands séismes américains dont les caractéristiques ont été enregistrées. Pour évaluer ce déplacement on utilise des abaques pour lesquels il est nécessaire de connaître la valeur N/A. Dans notre cas celle-ci est égale à 1.164. On suppose de plus une résistance symétrique, on obtient alors une valeur du déplacement d’après les abaques de 2.5in, ce qui est égal à 6.4cm, et qui est relativement petit par rapport aux pour les grands séismes américains(les point dans l’abaque).

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Figure 24 : Abaque : Déplacement max. pour séisme standardisé, « Effects of Earthquakes on Dams ans Embankment » N.M. Newmark

Pour notre cas, puisque la valeur de l’accélération est de 0.2g, on aurait une vitesse maximale de 12in/s (0.305m/s). Le déplacement varie comme la vitesse au carré, alors si on fait l’hypothèse qu’on a un ratio N/A constant, on obtient un déplacement de 1.0 cm, ce qui est très petit.

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2.3.3.4.2 Glissement circulaire

Figure 25 : Plan de glissement circulaire, « Effects of Earthquakes on Dams ans Embankment » N.M. Newmark

On calcule la valeur du coefficient N avec la formule :

𝑁𝑁 = (𝐹𝐹𝐹𝐹�� − 1) sin𝜃𝜃

Pour ce cas, le facteur de sécurité est le ratio entre les contraintes tangentielles exercées par le sol pour empêcher la rotation autour du point O et la contrainte maximale que celui-ci peut exercer. Pour cela on utilise des valeurs moyennes, du fait de la variation de ces contraintes dans les différents points du cercle de glissement.

𝐹𝐹𝐹𝐹�� =𝑢𝑢𝑞𝑞�𝜏𝜏̅

Où le moment sollicitant est:

𝛼𝛼𝑊𝑊 = 𝑅𝑅�𝜏𝜏̅ 𝑑𝑑𝑢𝑢

Le moment résistant est :

𝑅𝑅�𝑢𝑢𝑞𝑞� 𝑑𝑑𝑢𝑢

A l’aide de ces expressions, et après la réalisation des calculs, on obtient une valeur du coefficient de sécurité, qui dépend de l’angle 𝛿𝛿 du secteur circulaire choisi :

𝐹𝐹𝐹𝐹�� =2𝛿𝛿(1 − cos 𝛿𝛿2)

(𝛿𝛿 − sin𝛿𝛿) �1 + 2 cos 𝛿𝛿2�0.28 𝛿𝛿 ∈ ]0,𝜋𝜋]

On essaie plusieurs valeurs de l’angle 𝛿𝛿 dans cette expression, obtenant une valeur minimale du facteur de sécurité qui reste à peu près constante entre 0° et 15°. Sa valeur est :

𝐹𝐹𝐹𝐹��𝑚𝑚𝑠𝑠𝑡𝑡 = 1.687

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La valeur du coefficient N vaut alors 0.364. Pour l’évaluation du déplacement sous l’action du séisme on calcule le ratio N/A, qui vaut dans les mêmes conditions de séisme normalisé 0.73.

En utilisant l’abaque on s’aperçoit que la valeur du déplacement est autour de 1in(=2.54cm), ce qui est relativement petit par rapport aux valeurs des déplacements enregistrées pour les grands séismes américains.

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3 Organes hydrauliques du barrage

3.1 Présentation générale

Les ouvrages hydrauliques sont répartis en différents types, selon leur fonction :

• Evacuateur de crues • Ouvrage de restitution (irrigation pour l’industrie et l’agriculture) • Débit réservé • Vidange de fond • Dérivation provisoire pendant le chantier

L’architecture retenue pour le système hydraulique est la suivante :

Un évacuateur de crue constitué d’un seuil libre latéral en rive gauche, suivi d’un coursier incliné débouchant vers une galerie verticale puis horizontale creusée dans le rocher, finissant dans un bassin de tranquillisation à l’aval du barrage (voir plans en partie annexe).

Les ouvrages de vidange, débit réservé et restitution sont constitués d’une prise d’eau à la côte 465 NGF, vanne plate de service à l’amont, et d’une conduite en acier située dans une galerie horizontale qui débouche dans un local des vannes à l’aval, pour finir dans le même bassin à ressaut. La partie amont de cette galerie horizontale, maintenue à sec pendant l’exploitation servira de galerie d’inspection. L’accès se fera depuis le débouché aval de la galerie (voir plans).

La dérivation provisoire utilise la même galerie, mais en ouvrant un pertuis provisoire supplémentaire afin de garantir l’évacuation de la crue de projet.

3.2 Critères de dimensionnement

Les critères utilisés pour les différents organes hydrauliques sont les suivants :

• Evacuateur de crues : être capable d’évacuer la crue pentamillénale de 80 m3/s, qui après laminage est ramenée à 64 m3/s. La charge maximale autorisée sur l’évacuateur est de 1,5 m (niveau de retenue normale RN à 500 NGF, niveau des plus hautes eaux PHE à 501,5 NGF).

• Organe de restitution : être capable de répondre aux besoins en irrigation de la vallée, estimés au maximum à 4,7 m3/s.

• Débit réservé : il correspond au débit minimal à restituer par le barrage : égal au dixième du module de la rivière, soit 26 L/s.

• Vidange de fond : diviser par deux la poussée sur le barrage en moins de 7 jours, et vider complètement la retenue en moins de 21 jours.

• Dérivation provisoire : permettre l’évacuation de la crue de chantier décennale, estimée à 10 m3/s.

Le détail des différents ouvrages et les calculs de dimensionnement sont donnés par la suite. On considèrera les hypothèses suivantes pour tous les calculs hydrauliques :

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• Ecoulement stationnaire • Ecoulement unidirectionnel avec :

o Répartition uniforme des vitesses dans une section o Distribution hydrostatique des pressions

• Rugosité constante dans l’espace pour les parois des conduites (acier ou béton) • Prise en compte des pertes de charge réparties par la formule de Manning-Strickler :

Δ𝐻𝐻𝑟𝑟 =Δ𝐿𝐿

𝐾𝐾2𝐴𝐴2𝑅𝑅ℎ4 3⁄

• Pertes de charges localisées (coudes, vannes, prises d’eau) négligées en première approche (sauf pour la jonction tour-galerie de l’évacuateur de crues)

3.3 Evacuateur de crues

L’évacuateur de crues, de type évacuateur en tulipe enterré en rive gauche comprend plusieurs parties :

1. Un déversoir latéral à seuil libre (largeur L=18,3 m) situé à 500 NGF (niveau de retenue normale)

2. Un coursier incliné de largeur variable 3. Un seuil en tulipe en sortie du coursier (diamètre 5,9m) 4. Une tour verticale (diamètre 2,3 m) 5. Un coude à 90° 6. Une galerie horizontale en fer à cheval (diamètre 2,3 m) 7. Un bassin de tranquillisation à ressaut

Figure 26 : Schéma de l'évacuateur de crues

On rappelle le critère : être capable d’évacuer la crue pentamillénaire de 80 m3/s, doit 64 m3/s après laminage au niveau des PHE (501,50 NGF)

3.3.1 Principe de dimensionnement

1 3 2

4

5 6

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Pour dimensionner un évacuateur de crues en tulipe, il faut d’abord distinguer ses deux phases de fonctionnement, qui sont résumées sur la courbe de tarage de l’évacuateur en question (voir Figure 27).

• La première phase correspond à une montée en débit de l’évacuateur, qui correspond au cas où le seuil déversant fonctionne en régime dénoyé, l’écoulement dans les galeries étant un écoulement à surface libre. C’est donc le débit maximal autorisé par le seuil qui est dimensionnant pour cette première phase.

• La deuxième phase correspond au cas où le seuil déversant fonctionne en régime noyé, et l’écoulement dans les galeries est un écoulement en charge. Le point de transition entre ces deux régimes est appelé point d’engorgement.

Le but du dimensionnement de l’évacuateur de crues est de se placer dans la phase 1 pour la crue de projet considérée, tout en laissant une certaine marge de montée en débit avant l’engorgement, comme on le verra par la suite.

3.3.1.1 Largeur du déversoir latéral et diamètre de la tulipe

Ces deux parties de l’ouvrage ont exactement le même rôle : ce sont des seuils déversant, ils doivent assurer le débit de la crue de projet sous charge maximale autorisée.

Pour un seuil libre rectiligne le débit est donné par la formule :

𝑄𝑄 = 𝜇𝜇𝐿𝐿�2𝜌𝜌ℎ3/2

Avec : µ=0,42 : coefficient de débit, valeur conseillée par (Hager, 2009) h la charge au-dessus du seuil L la largeur de ce seuil

La largeur du seuil rectiligne est donc obtenue par la formule suivante, Q et h étant donnés par le cahier des charges.

𝐿𝐿 =𝑄𝑄

𝜇𝜇�2𝜌𝜌ℎ3/2

Pour le seuil libre circulaire correspondant, L est le périmètre de la tulipe, ce qui donne un diamètre

𝐷𝐷 =𝐿𝐿𝜋𝜋

3.3.1.2 Diamètre des conduites (tour et galerie)

Ces deux organes ont le même principe de dimensionnement, pour la phase 2 de fonctionnement de l’évacuateur de crues.

Ils sont donc dimensionnés pour un fonctionnement noyé sous charge maximale, en considérant les pertes de charges réparties dans la tour et la galerie, ainsi que les pertes locales à la jonction tour-galerie.

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La relation charge-débit qui nous permettra de dimensionner l’ouvrage est donnée par l’équation de Bernoulli, qui nous donne la relation entre différence de charge amont et aval, pertes de charges localisée, réparties et la vitesse en sortie de galerie.

𝐻𝐻 =𝑉𝑉2

2𝜌𝜌+ ∆ℎ𝑟𝑟 + ∆ℎ𝑢𝑢

Où : H est la charge hydraulique totale à la surface de la retenue à l’amont V est la vitesse aval en sortie de galerie Δℎ𝑟𝑟 représente les pertes de charges réparties Δℎ𝑢𝑢 représente les pertes de charges localisées g est l’accélération gravitationnelle

Ces quantités sont elles-mêmes liées au débit Q et au diamètre D de la galerie.

3.3.1.2.1 Vitesse en sortie de galerie

𝑉𝑉 =𝑄𝑄𝐴𝐴

=𝑄𝑄

𝜋𝜋𝐷𝐷24�

Où : A est la section mouillée de la galerie D est le diamètre de la galerie Q est le débit

Donc, avec g=9,81 m/s2, on obtient pour la hauteur de vitesse en sortie de galerie l’expression suivante

𝑉𝑉2

2𝜌𝜌= 0,083

𝑄𝑄2

𝐷𝐷4

3.3.1.2.2 Pertes de charges réparties Elles sont calculées à partir de la formule de Manning-Strickler, en ne considérant que les

pertes dues aux galeries en béton.

∆ℎ𝑟𝑟 =𝑄𝑄2𝐿𝐿

𝐾𝐾2𝐹𝐹2𝑅𝑅4 3⁄

Avec : L : la longueur de la galerie (35 + 93) arrondie à 130m (voir plans) K=80 : le coefficient de Strickler du béton (d’après Hager, 2009) A : la section mouillée de la galerie R=D/4 le rayon hydraulique

On a donc :

∆ℎ𝑟𝑟 = 0,209𝑄𝑄2

𝐷𝐷16 3⁄

3.3.1.2.3 Pertes de charges localisées On suppose qu’elles se concentrent au coude de jonction tour-galerie, avec une valeur

similaire à celle trouvée dans le cas de l’étude hydraulique du barrage en enrochement dans le dossier CTPB du barrage du Sep (Somival, 1989).

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∆ℎ𝑢𝑢 = 0,8.10−3𝑄𝑄2

Le diamètre de la galerie nécessaire pour évacuer en régime noyé un débit Q sous charge H est donc donné par l’équation non-linéaire en D suivante :

0,083𝐷𝐷−4 + 0,209𝐷𝐷−16 3⁄ + 0,8.10−3 =𝐻𝐻𝑄𝑄2

3.3.2 Application des critères

Une fois les équations de dimensionnement obtenues, appliquons-les dans le cas de notre critère : évacuer 64m3/s pour un niveau de retenue de 501,5 NGF.

3.3.2.1 Seuil rectiligne et corolle déversante

Pour le seuil rectiligne :

𝐿𝐿 =𝑄𝑄

𝜇𝜇�2𝜌𝜌ℎ3/2=

640,42 ∗ √2 ∗ 9,81 ∗ 1,53/2 = 18,3 𝑚𝑚

Et pour la corolle déversante :

𝐷𝐷 =𝐿𝐿𝜋𝜋

=18,33,14

= 5,9𝑚𝑚

3.3.2.2 Diamètre de la tour et de la galerie

Ici, la charge H est la charge par rapport au point de sortie situé à la cote 463 NGF : donc

𝐻𝐻 = 501,5− 463 = 38,5𝑚𝑚

Ensuite, le débit Q n’est pas le débit de la crue de projet, mais le débit pour lequel on veut avoir qu’il y ait engorgement de l’évacuateur. Pour un point d’engorgement à 80 m3/s, ce qui laisse une marge de 16m3/s, soit 25% supérieure au cahier des charges, on obtient :

0,083𝐷𝐷−4 + 0,209𝐷𝐷−16 3⁄ + 0,8.10−3 =𝐻𝐻𝑄𝑄2 =

38,5802

La résolution numérique de cette équation (avec Scilab) donne D=2,3 m.

3.3.3 Caractéristiques de l’ouvrage retenu

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Les valeurs de L et D choisies nous permettent maintenant de tracer la courbe de tarage de l’évacuateur de crues, qui décrit le fonctionnement de l’évacuateur sous forme d’une relation (Q,z) ou z est la hauteur d’eau dans la retenue.

En phase 1 (seuil dénoyé, écoulement à surface libre dans les galeries) :

𝑄𝑄 = 0,42 ∗ 18,3 ∗ �2 ∗ 9,81 ∗ ℎ3/2 = 34,0 ∗ (𝑧𝑧 − 500)3 2⁄

En phase 2 (seuil noyé, galeries en charge) :

𝑄𝑄 = �0,083 ∗ 2,3−4 + 0,209 ∗ 2,3−16 3⁄ + 0,8.10−3 ∗ √𝐻𝐻 = 0,0789 ∗ √𝑧𝑧 − 463

Ces deux courbes sont tracées sur la courbe de tarage ci-dessous :

Figure 27 : Courbe de tarage de l'évacuateur de crues

3.4 Vidange de fond

La vidange de fond consiste en :

• Une prise d’eau à la côte 465 NGF en rive gauche à l’amont contrôlé par une vanne plate 500x500 de type vanne-wagon (vanne de service, toujours ouverte en temps normal)

• Une conduite en acier de diamètre 70 cm au fond de la galerie d’inspection, de longueur 150m environ.

Le déversement de l’eau dans le lit de la rivière est assuré par une vanne papillon (vanne de contrôle fermée en exploitation normale) au niveau du local des vannes aval (voir plans)

On rappelle les critères de dimensionnement, qui sont :

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• Diminution de la poussée d’un facteur 2 sur le barrage en 7 jours sans apport d’eau (1) • Vidange totale de la retenue en 21 jours sous les mêmes conditions (2)

3.4.1 Principe de dimensionnement

3.4.1.1 Calcul de la côte de ½ poussée

3.4.1.1.1 Définition du modèle

Efforts : pression 𝑒𝑒(𝑧𝑧) = −𝜌𝜌𝜌𝜌(𝑧𝑧 − 𝑧𝑧𝑢𝑢), appliquée sur une largeur 𝑊𝑊(𝑧𝑧) = 30 + 2,8𝑧𝑧

Où ze est le niveau de l’eau par rapport au fond de vallée (463 NGF)

3.4.1.1.2 Calcul de la côte de demi-poussée sur le barrage La résultante des forces de poussée sur le barrage vaut :

𝐹𝐹𝑒𝑒(𝑧𝑧𝑢𝑢) = � 𝑒𝑒(𝑧𝑧)𝑊𝑊(𝑧𝑧)𝑑𝑑𝑧𝑧 = 𝜌𝜌𝜌𝜌𝑧𝑧𝑢𝑢

0� (𝑧𝑧𝑢𝑢 − 𝑧𝑧)(2,8𝑧𝑧 + 30)𝑑𝑑𝑧𝑧𝑧𝑧𝑢𝑢

0

Donc

𝐹𝐹𝑒𝑒(𝑧𝑧𝑢𝑢)𝜌𝜌𝜌𝜌

= 𝑧𝑧𝑢𝑢2(0,47𝑧𝑧𝑢𝑢 + 15)

A retenue pleine (ze=37 m, soit 500 NGF), cette quantité vaut 4,4E4.

Pour faire diminuer la poussée de moitié, il faut donc que ze vérifie l’équation :

𝑧𝑧𝑢𝑢2(0,47𝑧𝑧𝑢𝑢 + 15) = 2,2.104

Par résolution numérique avec Scilab, on trouve z=28,0 m, soit une côte de 491 NGF

b0=30 m

1 V

1,4 H 1,4 H

1 V

Z

Z=0 (463 NGF)

Ze

p

Figure 28 : Calcul de la cote de ½ poussée : Géométrie du modèle

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3.4.1.2 Dimensionnement de la conduite Pour avoir le débit sortant des conduites de vidange de fond, on applique le théorème de

Bernoulli entre la surface de l’eau à l’amont (charge H=z-463 pour une hauteur de plan d’eau à z, vitesse et pression nulles), et le point de sortie aval de la conduite (côte 463 => charge nulle, vitesse V).

𝐻𝐻 =𝑉𝑉2

2𝜌𝜌+ Δ𝐻𝐻𝑟𝑟

Où Δ𝐻𝐻𝑟𝑟 représente les pertes de charges réparties le long de la conduite en acier. Ces pertes de charges peuvent être évaluées par la formule de Manning-Strickler :

Δ𝐻𝐻𝑟𝑟 =Δ𝐿𝐿

𝐾𝐾2𝐴𝐴2𝑅𝑅ℎ4 3⁄

Où : Δ𝐿𝐿 est la longueur de la conduite K est le coefficient de Strickler (pris égal à 100 pour une conduite en acier) A est la section mouillée : 𝐴𝐴 = 𝜋𝜋𝐷𝐷2/4 𝑅𝑅ℎ est le rayon hydraulique : 𝑅𝑅ℎ = 𝐷𝐷/4 pour une conduite circulaire

L’équation de Bernoulli reliant le débit à la charge devient :

𝐻𝐻 = 𝑄𝑄2 �1

2𝐴𝐴2𝜌𝜌+

Δ𝐿𝐿𝐾𝐾2𝐴𝐴2(𝐷𝐷/4)4 3⁄ �

Soit :

𝑄𝑄 = 𝛼𝛼(𝐷𝐷)√𝐻𝐻

Avec :

𝛼𝛼(𝐷𝐷) =1

12𝐴𝐴2𝜌𝜌 + Δ𝐿𝐿

𝐾𝐾2𝐴𝐴2 �𝐷𝐷4�4 3⁄

Une fois la relation débit/charge obtenue, il faut l’intégrer sur toute la hauteur à vidanger pour obtenir le temps de vidange :

Le temps nécessaire pour avoir une variation de niveau de retenue dz est :

𝑑𝑑𝑡𝑡 =𝐹𝐹(𝑧𝑧)𝑑𝑑𝑧𝑧𝑄𝑄(𝑧𝑧)

=𝐹𝐹(𝑧𝑧)𝑑𝑑𝑧𝑧

𝛼𝛼(𝐷𝐷)√𝑧𝑧 − 463

Où S(z) est la surface de la retenue d’eau pour un niveau d’eau z donné. La courbe S(z) est donnée en Figure 29.

D’où, en intégrant cette relation entre la cote z=500 (retenue pleine) et une cote z’ quelconque,

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𝑇𝑇(𝑧𝑧′) = �𝐹𝐹(𝑧𝑧)𝑑𝑑𝑧𝑧

𝛼𝛼(𝐷𝐷)√𝑧𝑧 − 463

500

𝑧𝑧′

avec T le temps de vidange de la retenue jusqu’à la côte z’

On pose alors :

𝐼𝐼(𝑧𝑧′) = 𝑇𝑇(𝑧𝑧′)𝛼𝛼(𝐷𝐷) = �𝐹𝐹(𝑧𝑧)𝑑𝑑𝑧𝑧√𝑧𝑧 − 463

500

𝑧𝑧′= � 𝑓𝑓(𝑧𝑧)𝑑𝑑𝑧𝑧

500

𝑧𝑧′

Cette intégration a été faite sous Excel en utilisant la méthode des trapèzes, avec une résolution de 5 m en z.

Figure 29 : Surface de la retenue (Dossier CTPB, Somival, 1989)

Une fois cette intégration effectuée, on a donc I(z’) et T(z’) fixés par le cahier des charges, d’où 𝛼𝛼(𝐷𝐷) , et D est alors obtenu par résolution numérique de l’équation :



𝐾𝐾2𝐴𝐴2 �𝐷𝐷4�4 3⁄

3.4.2 Application des critères

3.4.2.1 Pour avoir la ½ poussée en 7 jours La cote de demi-poussée vaut z=491 m, mais pour l’intégration sous Excel ayant été faite avec un pas de 5m en z, on se place à z=490m.

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La côte de demi-poussée étant donc z=490 m, on trouve pour cette valeur I(z=490)=446.103

𝛼𝛼(𝐷𝐷) =𝐼𝐼𝑇𝑇

=446000

7 ∗ 24 ∗ 3600= 0,737

Par résolution numérique on obtient : D=0,66 m

3.4.2.2 Pour vider la retenue en 21 jours A la côte de vidange z=465 m, on trouve une valeur I(z=465)=953.103

𝛼𝛼(𝐷𝐷) =𝐼𝐼𝑇𝑇

=953000

21 ∗ 24 ∗ 3600= 0,525

Par résolution numérique on obtient : D=0,58 m. Le critère (2) n’est donc pas dimensionnant pour la vidange de fond.

Le diamètre de conduite choisi est donc D=70cm.

Figure 30 : Courbe I(z) utilisée pour le dimensionnement

3.4.3 Caractéristique de l’ouvrage retenu Le système de vidange de fond retenu, avec une conduite en acier de diamètre 70 cm a donc

les caractéristiques suivantes, en termes de temps de vidange.

Le temps de vidange est obtenu par la relation 𝑇𝑇 = 𝐼𝐼 𝛼𝛼(𝐷𝐷)⁄ , donc :

• Le temps nécessaire pour arriver à la ½ poussée est 6,3 jours • Le temps nécessaire pour vider entièrement la retenue est 13,7 jours

460

465

470

475

480

485

490

495

500

505

0 200000 400000 600000 800000 1000000 1200000

z (en

m)

I(z)=T(z)S (en s.m2)

Courbe I(z)

I(z)

1/2 poussée : I(z=490)=446E3

Vidange totale : I(z=465)=953E3

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3.5 Restitution

Nous avons fait le choix d’utiliser le même système pour la conduite de restitution et la vidange de fond. Nous vérifierons juste que le débit de cette conduite de restitution est suffisant pour les besoins en eau de la vallée.

L’organe de restitution comporte :

• Une prise d’eau à la cote 465 NGF, contrôlée par une vanne de service (vanne plate ouverte en temps normal)

• une conduite de diamètre 70 cm, de longueur environ 150m • une vanne à jet creux de contrôle située dans le local des vannes à l’aval

Le débit maximal de restitution (tracé en Figure 31) dépend bien évidemment du niveau de retenue, et en considérant les pertes de charges réparties, on peut appliquer la même formule que dans le cas de la vidange de fond :

𝑄𝑄 = 𝛼𝛼(𝐷𝐷)√𝑧𝑧 − 463

Avec :



𝐾𝐾2𝐴𝐴2 �𝐷𝐷4�4 3⁄

= 0,845

Figure 31 : Débit maximal de restitution

465

470

475

480

485

490

495

500

0 1 2 3 4 5 6

Hau

teur

de

rete

nue

(m)

Débit de restitution max. (m3/s)

Q (m3/s)

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Cette conduite permet d’assurer les besoins en irrigation de la vallée, avec un débit de pointe à plus de 5 m3/s (à retenue pleine), moyennant une bonne gestion des lâchers d’eau.

L’avantage de ce système est le fonctionnement symétrique avec la vidange de fond : leurs fonctions peuvent être interchangées, ce qui est un avantage en cas de problème durant l’exploitation.

3.6 Débit réservé

3.6.1 Principe

La restitution du débit réservé est assurée par une conduite de diamètre 10,0 cm. Pour des raisons d’économies, cette conduite est reliée aux deux conduites vidange et restitution par un système en T (voir plans de détail et Figure 32), permettant d’avoir un débit même en cas de maintenance d’une des deux conduites principales.

Figure 32 : Branchement du débit réservé

3.6.2 Dimensionnement Le critère à respecter est le suivant : le débit réservé doit être égal à 10% du module de la

rivière soit 26L/s

Pour un pertuis en charge de section A en fond de vallée (côte du centre de gravité : 463 NGF), on a :

Débit (sans perte de charge) : [source : Les barrages, conception et maintenance]

𝑄𝑄 = 𝜇𝜇𝐴𝐴�2𝜌𝜌ℎ

avec : hmax=471-465=6m (on considère l’eau au niveau PBE soit 471 NGF) µ=0,6 (dépend du type de paroi) g=9,81 m/s2 A=πD2/4 avec D diamètre de la conduite

Module de la rivière : 0,26 m3/s donc Q=0,026 m3/s

Ainsi :

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𝐷𝐷 = �4𝑄𝑄

𝜇𝜇𝜋𝜋�2𝜌𝜌ℎ= �

4 ∗ 0,0260,6 ∗ 3,14 ∗ √2 ∗ 9,81 ∗ 6

= 71 𝑚𝑚𝑚𝑚

On prend ici D=10,0 cm

3.7 Dérivation provisoire

Le principe de la dérivation provisoire est d’utiliser la galerie en rive gauche qui contient les futures conduites de vidange de fond et restitution, en aménageant un pertuis provisoire au niveau des prises d’eau amont (voir plans)

Critères à respecter et objectif:

• Utiliser la future conduite de vidange (ou la galerie) => impact sur son dimensionnement (1)

• Permettre d’évacuer la crue décennale de 10m3/s, avec une hauteur de plan d’eau située à 470 NGF (2)

Pour un pertuis de section A en fond de vallée (côte 465 NGF)

Débit (sans perte de charge) : [source : Les barrages, conception et maintenance]

𝑄𝑄 = 𝜇𝜇𝐴𝐴�2𝜌𝜌ℎ

avec : hmax=470-465=5m µ=0,6 (dépend du type de paroi) g=9,81 m/s2

On a donc :

𝐴𝐴 =𝑄𝑄

𝜇𝜇�2𝜌𝜌ℎ=

10

0,6 ∗ �2 ∗ 9,81 ∗ 5= 1,68 𝑚𝑚2

Connaissant les sections existantes des ouvrages de vidange (A=0,38 m2) et de restitution (A=0,38 m2), plusieurs solutions sont envisageables :

• Augmenter le diamètre de la conduite de vidange pour faire passer la dérivation dedans :

𝐷𝐷 = �4𝑄𝑄

𝜇𝜇𝜋𝜋�2𝜌𝜌ℎ= �

4 ∗ 10

0,6 ∗ 3,14 ∗ �2 ∗ 9,81 ∗ 5= 1,46 𝑚𝑚

Par sécurité (coefficient de 10%) on utilise alors une conduite de 1,6 m Avantage : utilisation de la même conduite Inconvénient : vidange surdimensionnée par rapport à son usage normal

• Utiliser un pertuis secondaire en plus de celui de la vidange, et évacuer directement la crue de chantier dans la galerie.

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Taille du pertuis additionnel : A=1,68-0,38*2=0,92 m2. Une section rectangulaire de 0,60x1,50m pourrait convenir. Avantage : pas d’impact sur le dimensionnement de la conduite de vidange, seul un pertuis additionnel sera condamné à la fin des travaux Inconvénient : partie amont de la galerie toujours en eau, problèmes possible d’interaction avec les tuyaux de vidange et débit réservé déjà en place…

On choisit donc cette deuxième solution, avec un pertuis de 0,60x1,50m qui sera obturé à la fin des travaux.

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4 Méthodes de construction

4.1 Installations de chantier

Les installations de chantier seront disposées en aval du barrage afin d’éviter leur submersion pendant les épisodes de crue. Celles-ci comprennent :

- Un réfectoire - Des toilettes - Des douches - Des bureaux pour les chefs de chantier et le conducteur de travaux - Une salle de réunion. - Plusieurs conteneurs mécaniques et d’outils.

Des plates-formes seront aménagées et réglées à la pelle afin de recevoir ces installations. Du gravillon sera déposé au sol jouant son rôle de drainant et garantissant une installation correcte et propre pour le client.

Les engins seront livrés en porte chars jusqu’au niveau du barrage. Ceux-ci seront affairés dans un premier temps aux travaux de VRD consistant à élargir la route d’accès si besoin et enfouir les réseaux d’électricité, de téléphonie, d’eau potable et industrielle depuis le village de St-Hilaire la Croix

4.2 Installations annexes

Ces installations concernent principalement les pistes d’accès. Ce nouveau réseau de pistes s’ajoute à celui des routes d’accès principales. Il est décomposé de la façon suivante :

-Une piste d’accès à la carrière d’enrochement permettant d’accéder aux différents gradins séparés d’un dénivelé de 10m. Cette piste est en lacet pour des raisons d’encombrement minimal avec une pente de 10%. Chaque lacet dessert un gradin de la carrière. Des aires de croisement, appelées «passing place», sont aménagées en certains points, limitant ainsi les terrassements tout en offrant une sécurité et une fluidité de transport acceptable.

-Une piste d’accès à la carrière d’argile. Celle-ci est aménagée en rive droite du Sep, et bifurque au niveau d’une ancienne piste remontant sur les hauteurs en rive droite, qui sera réaménagée, adaptée au trafic et au gabarit des tombereaux.

-Une piste en rive droite permettra d’alimenter les différents niveaux du barrage par des antennes dont la pente sera descendante du côté barrage. Ce système de piste en pente permet d’être particulièrement adaptable lors de la montée des couches. La piste monte en même temps que la montée des couches.

-Des antennes en rive gauche sont ajoutées à la piste en lacet d’accès aux gradins de la

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carrière. Elles permettent entre autres d’accéder au niveau du seuil déversant et du puits d'évacuation des crues.

Une unité de stockage de granulats, de ciment et une centrale à béton sont installées en aval du barrage. Ce dispositif permet d’assurer les besoins en béton de la plinthe, des galeries, du puits, du seuil déversant, le bassin de dissipation, et de la crête du barrage.

4.3 Matériaux

4.3.1 Enrochements

Une fois les installations établies, les routes d’accès seront réalisées en déroctant les matériaux altérés de surface ou en pétardant les éventuels blocs, conformément aux plans en annexe.

Une piste en lacets en rive droite dont la pente n'excédera pas 10% permettra l’exploitation de la source d’argile, tandis qu’une piste en rive gauche également en lacet desservira d’un côté les gradins de la carrière et d’autre part les différents niveaux du barrage.

Une plate-forme sera aménagée au pied de la carrière afin de réserver une zone au tri des blocs suivant leurs qualités et leur granulométrie (pour le rip-rap par exemple) et une zone de stock tampon, située plus en amont, permettant d’assurer une semaine de travail pour contenir le risque de l’approvisionnement.

La technique d’exploitation de la carrière est relativement classique. Il s’agit d’une exploitation en gradins en commençant, bien entendu, par le haut de la carrière. Les sondages carottés montrent une roche relativement altérée, avec une importante fracturation. Ainsi les valeurs du RQD sur les sondages réalisés au niveau de la carrière sont plutôt faibles, environ 40% en moyenne avec une tendance à l’augmentation en profondeur. Ainsi, nous pouvons avoir une idée de la blocométrie des enrochements issus des opérations de minage dans la carrière. La taille des blocs n'excédera que très rarement les cinquante cm.

Pour tirer meilleur profit des roches de qualité situées en profondeur, le gradin inférieur sera particulièrement encastré dans le renforcement du versant.

Le déroulement des opérations de terrassements de la carrière se fera conformément au plan suivant :

-Réalisation des plates-formes et de zones de stockage

-Décapage de la terre végétale et mise en stock pour réutilisation en remblai paysager

-Tris des éboulis de surface

-Tirs d’essais afin de caler les paramètres de tir (maille, charge unitaire, banquette) permettant de limiter les projections et d’assurer une granulométrie conforme aux exigences. On en

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déduira avec davantage de précision les volumes récupérables, les variations de caractéristiques de matériaux au sein d’un dépôt.

-Exploitation

-Mise en stock de matériaux correspondant à l’activité de réalisation du corps du barrage pendant la durée d’une semaine.

-Sélection des matériaux réutilisables pour le rip rap déversé.

-Remblaiement de la carrière par mise en place des matériaux sédimentaires extraits du lit du Sep et dépose de la terre végétale pour remblai paysager (conformément aux exigences de la réglementation concernant l’exploitation de carrières).

4.3.2 Argile

L’exploitation de la carrière d’argile se fera en même temps que celle de la carrière d’enrochement et selon le même principe, à ceci près qu’elle débutera par le bas. La pelle se place sur le tas d’argile et charge «en rétro» les tombereaux.

4.3.3 Filtres

Les 15 000 m3 du filtre 1 seront approvisionnés depuis l’extérieur. Étant donné que leur granulométrie est proche du sable, son élaboration sur le chantier requiert de lourdes installations de concassage primaire, secondaire et tertiaire. En revanche, le filtre 2 est quant à lui relativement proche de celle des enrochements utilisés dans la construction du barrage, il pourra être réalisé sur place à l’aide d’un crible puisque sa granulométrie est incluse dans celle de la courbe granulométrique des enrochements. Il « suffira » d’équiper le crible avec deux grilles. Une première de 100mm pour éliminer les blocs et une grille de 10mm pour éliminer les fines des enrochements. On devrait obtenir des matériaux 10-100 mm correspondant au filtre 2. Cela permet de s’affranchir de la livraison de 7 000 m3 de filtre 2 et de réaliser de belles économies. Ce crible sera installé dans la zone en amont de la carrière, où les matériaux de la découverte de la carrière seront également stockés.

4.3.4 Béton

Le béton sera élaboré sur place dans notre centrale étant donné que les quantités en jeu sont assez importantes et que les centrales disponibles sont assez distantes du lieu d’implantation du barrage. Le béton est utilisé pour la réalisation du seuil déversant de l’évacuateur de crue, du puits, de la galerie de dérivation, des galeries d’accès, de la plinthe et de la crête du barrage.

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4.4 Ouvrages souterrains

4.4.1 Galerie de dérivation

Nous avons opté pour la solution de dérivation dans un tunnel creusé dans la roche. Ceci peut paraître démesuré comme ouvrage pour une dérivation d’une rivière comme le Sep dont le débit pendant les périodes d’étiage est quasi nul. Mais ce tunnel est réutilisable en galerie d’inspection transversale, dans laquelle sont logées les conduites de vidange de fond et de restitution. De plus, ce tunnel est en communication avec le système d’évacuation des crues. Ceci limite les grands ouvrages de génie civil et évite de faire passer l’eau sous pression sous le barrage.

Ce tunnel sera réalisé à l’aide d’explosif et bétonné à l’avancement. Pour cela, coffrages circulaires coulissants seront fixés contre les parois et l’intérieur bétonné. Une attention particulière sera accordée à l’entrée du tunnel : celle-ci sera décapée, le rocher altéré retiré, le front de tir sera perpendiculaire à l’axe du tunnel et la couverture devra être supérieure à deux mètres. Une fois terminée la portion située à l’aval du puits, l’excavation du tunnel se poursuivra depuis l’amont. Cette bascule permet de diminuer le temps d’évacuation des matériaux sous le tunnel, limitée aux petits engins et permet l’avancement de la réalisation du puits et le chevauchement des tâches.

4.4.2 Puits évacuateur de crue

Le puits fonctionne selon le même principe que la tulipe classique dans les barrages en enrochements mais ici la stabilité de l’ouvrage n’est pas à étudier car il est encastré dans la rive. Le puits mesure 33m de haut. Il sera réalisé selon la technique du raise-boring. L’installation de forage se situe en surface. Un trou pilote de petit diamètre est réalisé, puis, une fois la galerie de dérivation rencontrée, la taillant de forage pilote est remplacé par un outil de plus grand diamètre. Nous choisirons ici 1m de diamètre. Le trou est alésé en remontant et les déblais tombent dans la galerie. Enfin, le puits est élargi en plaçant, depuis le haut, des explosifs de façon concentrique. Les déblais tombent dans le puits et sont évacués depuis la galerie de dérivation. Le puits est bétonné ensuite en remontant.

4.4.3 Galerie d’inspection

Les galeries de reconnaissance seront réutilisées en galerie d’inspection et permettront des retouches concernant le voile d’injection. Elle est située à l’aval du rideau d’étanchéité et sert de drain pour mesurer le débit de fuite et réagir en cas d’anomalie, c’est à dire de variation de débit de fuite.

La galerie sera réalisée en éléments préfabriqués pour la partie située hors roche. Le joint ouvert entre les éléments permet de recueillir le débit de fuite des filtres. Ces éléments sont

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constitués d’un portique en arc, afin de reprendre au mieux les efforts de compression, dont les semelles seront coulées dans un radier ancré dans la roche, permettant une bonne solidarisation des éléments et une modélisation des caniveaux et des marches permettant d'accéder au niveau des anciennes galeries de reconnaissance.

La portion de galerie située dans la roche sera coulée en place, les éléments préfabriqués étant délicats à mettre en place en tunnel.

4.5 Batardeau

Le batardeau sera réalisé une fois l’exploitation des carrières engagées. Les matériaux issus du creusement du tunnel et de la galerie de dérivation seront éventuellement réutilisés dans la réalisation du batardeau en fonction de leur qualité et de leur granulométrie.

Des tuyaux flexibles permettront de canaliser le SEP pendant la durée de la réalisation du batardeau. En effet, le niveau de la galerie de dérivation est supérieur au niveau du lit du Sep de 3 m environ. Le batardeau est donc nécessaire pour que l’eau puisse avoir un niveau tel qui lui soit possible de s’écouler librement dans la galerie de dérivation. Ces flexibles seront placés dans un puisard aménagé à cet effet en amont du batardeau et courront le long de la rive gauche, jusqu’à sortir de l’emprise des terrassements des sédiments.

Les terrassements du batardeau pourront ensuite commencer. Le décapage se fera sur l’épaisseur des sédiments, soit 3m, et sur la largeur de la vallée, le batardeau étant par la suite intégré dans le corps du barrage. Un merlon de protection sera réalisé avec les sédiments sur environ 1 m de haut, afin de prévenir cette phase critique de réalisation du batardeau d’une petite crue.

La réalisation du batardeau sera donc réalisé en enrochement avec un noyau argileux, ce qui permettra de valider le mode de construction, le nombre de passe de compactage, l’épaisseur des couches et constituera ainsi une planche d’essai grandeur nature pour le barrage lui-même. Il sera parcouru par les flexibles.

Une fois réalisé, le batardeau permet la protection du chantier du barrage contre la crue décennale. Le décapage des sédiments, s’effectuant en même temps que la réalisation du batardeau, ne sera pas, lui, protégé contre d’éventuelles crues. Toutefois, les effets d’une submersion des opérations de terrassement n’ont que peu d’impact. Il suffira d’une pompe pour évacuer l’eau des points bas, opération rendue aisée par la réalisation d’un puisard.

4.6 Barrage

4.6.1 Travaux préparatoires de terrassement

Les sédiments seront retirés après le décapage des rives pour éviter que les matériaux des

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rives ne polluent la zone centrale. Une partie de ces sédiments seront réutilisés en plate-forme de la zone d’installation de chantier. L’autre partie sera stockée en amont et réutilisée pour réaménager les zones d’emprunt.

Le terrassement des rives se fera en descendant, en empruntant les routes d’accès réalisées pendant les installations annexes. Ces terrassements seront effectués par des pelles araignées dans les zones très escarpées. L’assise du corps du barrage sur les versants nécessite seulement l’enlèvement de la terre végétale et des zones de rocher très altéré.

La réalisation du parafouille suivra les opérations de décapage. Selon les matériaux rencontrés un ripper pourra être suffisant, ou la technique du minage si les matériaux sont moins altérés. Sa largeur correspond à la largeur du noyau à l’altitude considérée. Sa profondeur sera de l’ordre de cinq mètres.

Enfin, le voile d’injection sera réalisé, une fois la plinthe en béton finie.

4.6.2 Réalisation du corps du barrage

Les matériaux seront mis en place en couches de 90cm pour les enrochements et en couches de 30cm pour les argiles et les filtres selon le principe décrit dans les schémas en annexe. Ce principe a pour avantage d’éviter la redécoupe des bords des couches ou leur inclinaison pour assurer un bon compactage de ces zones. En effet, dans le système décrit en annexe, le compactage de chaque bord de couche est assuré par le compactage de la couche latérale. De plus, ce processus est identique à chaque montée de couche et cette régularité permet d’éviter bien des erreurs en pratique et d’augmenter les cadences. Le compactage sera contrôlé à chaque couche en contrôlant les disques des compacteurs mais également en faisant des essais de plaque derrière un tombereau et des essais Panda. Des tests de teneur en eau seront effectués chaque jour. On essayera dans la mesure du possible de rester dans la fourchette de 5% autour de l’optimum Proctor, grâce à l’arrosage des matériaux.

Un plattelage permettant aux engins de traverser le noyau et les filtres sans altérer leur qualité n’est pas envisageable sur notre chantier compte tenue du fait que le noyau argileux et les filtres obligerait le plattelage à avoir une longueur d’environ 18 m et une largeur de 4,5m. Cependant nous souhaitons autoriser les engins à traverser le noyau, pour des raisons pratiques. Pour cela une piste temporaire « amovible » sera crée à chaque montée de couche. Celle-ci sera en enrochement sur environ 30cm et sera posée sur l’argile et les filtres. Cette piste sera déplacée de quelques mètres à chaque couche afin de correctement réaliser le compactage des couches au droit de cette piste et d’éviter les tassements différentiels en localisant un compactage supérieur au droit de la piste. Ainsi ces zones de surcompactage seront réparties sur toute la hauteur du barrage à différents x, si x est la variable d’espace perpendiculaire à l’axe du Sep. Il en résulte que le chantier devra s’organiser en fonction de cette séparation physique. Le noyau et les filtres seront mis en place de part et d’autre de la piste et les deux parties se rejoindront lors du déplacement de la piste marquant la réalisation d’une nouvelle couche.

Les tombereaux à benne empirole circuleront depuis la carrière jusqu’à la rive droite, sur

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l’antenne descendante amenant à la hauteur du barrage, en passant par la piste aménagée sur le batardeau. La piste évoluera en fonction de la montée du barrage. Lorsque la largeur du barrage rendra impossible le demi tour des tombereaux, ceux-ci pourront sortir par la piste aménagée en rive gauche, au niveau du puits.

Les tombereaux d’argile emprunteront la piste depuis la carrière jusqu’à la rive droite et évolueront sur le barrage en versant le contenu de leur benne à proximité du noyau. Ces matériaux seront ensuite repris par une pelle, puis en bulldozer et enfin le compacteur.

Deux pelles seront affairées à la réalisation du rip-rap. L’une se chargera de mettre en place le filtre de transition entre les enrochements et le rip-rap et l’autre, munie d’une pince à enrochement mettra en place le rip-rap.

La crête du barrage sera enfin réalisée en éléments préfabriqués en L, coupant ainsi les filtres et évitant toute remontée capillaire. L’argile sera continuée au-dessus des L afin de réaliser une sorte de bouchon étanche. Une couche de filtre 1 de 30cm sera mise en place sur l’argile, assurant un colmatage, avec ses fines présentes dans sa granulométrie, d’éventuelles fissures crée par la dessiccation de l’argile. Enfin, une couche de forme sera mise en place sur la couche de filtre 1 de 40cm, avec une pente dirigée vers l’amont pour évacuer le maximum d’eau de pluie. Le reste pourra s’infiltrer dans la couche de forme et humidifier la partie supérieure du noyau. L’excès sera évacué par les joints entre les éléments préfabriqués.

Enfin les instruments d’auscultation seront mis en place. Les cibles géodésiques seront installées, les repères en béton sur les rives également. Le barrage ne sera pas équipé de pendules. En effet, ceux-ci mesurent les déplacements horizontaux relatifs de la crête du barrage par rapport à sa base. Ceci est particulièrement préoccupant pour un barrage en béton mais un barrage en remblai est peu sensible aux déplacements horizontaux du fait de sa masse et de sa surface de contact avec le sol. Nous allons plutôt orienter nos observations sur les tassements du barrage en mesurant les variations d'altitude la crête du barrage et de quelques points situés sur son parement. Les cibles seront multipliées pour assurer une certaine redondance dans le cas ou certaines se dégraderaient ou se détacheraient.

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5 Volumes

5.1 Volumes du barrage

5.1.1 Enrochements

Figure 33 : Volume d'enrochements

5.1.2 Noyau

Figure 34 : Volume du noyau

450

460

470

480

490

500

510

0 50000 100000 150000 200000

Altit

ude

du b

arra

ge N

GF

Volume d'enrochement

Volume d'enrochement

455460465470475480485490495500505510

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000

Côte

du

barr

age

NG

F

Volume du noyau en m3

Volume du noyau

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5.1.3 Filtre 1

Figure 35 : Volume filtre 1

5.1.4 Filtre 2

Figure 36 : Volume filtre 2

455460465470475480485490495500505510

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000

Côte

du

barr

age

NG

F

Volume du filtre 1 en m3

Volume du filtre 1

455460465470475480485490495500505510

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

Côte

du

barr

age

NG

F

Volume du filtre 2 en m3

Volume du filtre 2

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5.1.5 Total barrage

Figure 37 : Volumes totaux du barrage

0,0

50000,0

100000,0

150000,0

200000,0

250000,0

236 000

189 000

25 000 15 000 7 000

Volu

me

en m

3

Volumes du barrage

Total Enrochements Argile Filtre1 Filtre2

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5.2 Volumes du batardeau

Figure 38 : Volumes du batardeau

Le batardeau est inclus dans le corps du barrage pour 7 000 m3. Cela signifie que la risberme de 9 m de large en crête du batardeau nécessaire au croisement des tombereaux ajoute 4 000 m3 de matériaux supplémentaires. C’est un batardeau à la fois fonctionnel (circulation fluide des engins, planche d’essai) et économique puisque ne rajoute que ces 4 000 m3, ce qui est négligeable compte tenu des volumes engagés dans l’opération.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

Volume enrochement

Volume argile Volume d'enrochement

inclus dans le corps du barrage

11000

1000

7000

Volu

me

en m

3Volumes du batardeau

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5.3 Terrassements et injections

Tableau 4 : Terrassement et injections

Tableau 5 : Terrassement et injections

Décapage moyen

Hauteur terrassement parafouille

Epaisseur plinthe béton

Volume décapage

Volume parafouille

Volume plinthe

Nb d'injections sup à 20m

Nb d'njections inf à 20m

Centre 3,5 5 2 30975 3422 1369 20 39 Rive droite 2 5 2 6864 1738 695 17 35 Rive gauche

1 5 2 3960 2006 802 20 40

Ces tableaux sont bien sûr en unités du système international : les distances sont en mètres, mes surfaces en m2, les volumes en m3.

Linéaire perpendiculaire

au Sep

Hauteur supérieure du barrage délimitant les rives

Largeur totale en

base

Largeur noyau en

base

Section droite totale

parallèle au Sep

Section totale

projetée

Section droite noyau

Section projetée noyau

Centre 59 35 150 11,6 8850 684,4 Rive droite 52 35 2310 3432 234 348 Rive gauche 60 35 2310 3960 234 401

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6 Mise en place des matériaux

6.1 Engins

6.1.1 Transport

Compte tenu de la présence de nombreux virages dans les pistes et du relief accidenté, les tombereaux articulés sont plus adapté dans notre cas que les tombereaux rigides. Nous les choisirons donc.

Tableau 6 : Temps de transport des enrochements

A vide Pente -10% Résistance au roulement 5% Résistance totale 0% Longueur 400 Temps 0,4 Pente 10% Résistance au roulement 5% Résistance totale 15% Longueur 424 Temps 1,1 En charge Pente -10% Résistance au roulement 10% Résistance totale 0% Longueur 424 Temps 0,4 Pente 10% Résistance au roulement 7% Résistance totale 17% Longueur 400 Temps 2,5

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Tableau 7 : Détermination du nombre de tombereaux

Temps en minutes

Capacité d’un camion 15

Temps de chargement 2,25

Transport aller 2

Déchargement 2,5

Transport retour 2,9

Manœuvres 3

Nombre de tours théoriques par tombereau et par heure

4,7

Efficience 0,83

Nombre de tour de tombereau par heure 3,9

Volume transporté par tombereau et par heure 59

Nombre de tombereaux 6,7

Ainsi, nous choisirons 7 tombereaux articulés, qui devraient assurer les rotations pour approvisionner le chantier en enrochement. En ce qui concerne l’argile, un tombereau articulé devrait suffire. Certains tombereaux enrochement pourront toutefois être envoyés vers la carrière d’argile pour répondre à des besoins ponctuels.

6.1.2 Compactage

Tableau 8 : Compactage des matériaux

Matériaux Désignation Compacteur utilisé

Q/S Vitesse (colonne droite)

Epaisseur (colonne droite)

Epaisseur de la couche

Vitesse de compactage

Q/L Largeur de la bille

k Débit pratique (m3 /h)

Enrochement R6 V5 CA702D 0,145 2 0,85 0,9 1,9 273,9 2,13 0,7 408 Argile A2 VP5 CA602PD 0,105 3 0,3 0,3 3 315 2,13 0,7 470 Filtre 1 D2 V3 CA182 D 0,12 2 0,75 0,3 5 600 1,6 0,7 672 Filtre 2 D2 V3 CA182 D 0,12 2 0,75 0,3 5 600 1,6 0,7 672

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6.1.3 Mise en place

La mise en place des matériaux sera assurée par un Bull D10 de chez Caterpillar. Les tombereaux approvisionnent les matériaux sur la nouvelle couche, et le bull se charge des régaler ces matériaux sur la couche précédente. Les fines peuvent alors combler les interstices présents dans l’enrochement. Cela permet une bonne optimisation de l’imbrication des éléments et leur bon compactage.

Ces enrochements seront arrosés régulièrement avec l’eau présente dans la retenue crée par le batardeau pour faciliter leur mise en place et leur compactage.

Le rip-rap sera réalisé avec une pelle. Les enrochements seront mis en place au bord du talus, compactés, puis retirés sur 1m de large et remplacé par des blocs. Ce système permet d’assurer un bon compactage des couches. L’inclinaison du talus sera réalisée grâce à l’expérience et à l’œil du chauffeur mais également à l’aide de gabarit.

6.2 Mouvements de terre

Argile, limons

Sable ou graves sablonneuses

sol rocheux défoncé au ripper, roches altérées

Matériaux de carrière

Coefficient de foisonnement (sol en place, foisonné)

Kf 1,3 1,1 1,3 1,4

Coefficient résiduel (sol en place, compacté)

kr 0,9 1,0 1,2 1,2

Le tableau ci-dessus nous informe des coefficients de foisonnement des différents matériaux du barrage. Nous en déduisons le tableau ci-dessous :

Obtention Chargement

Matériaux Désignation Provenance Volume en place Matériel Volume

foisonné Matériel

Enrochement R6 Carrière RG 160 833 m3 Foreuse 225 167 m3 Pelle

Liehberr 935

Argile A2 Carrière RD 28 889 m3 Pelle 935 36 111 m3 Pelle

Liehberr 935

Filtre 1 D2 Livré sur place 15 000 m3 Camions 16 500 m3 Pelle

Filtre 2 D2 Réalisé sur place 5 800 m3 Crible 7 700 m3 Pelle

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Transport Mise en place Compactage

Matériaux Matériel Destination Matériel Volume compacté Matériel

Enrochement Tombereaux A35 Barrage Bulldozer CAT D10 193 000 m3 V5 CA702D

Argile Tombereaux A35 Barrage Bulldozer CAT D10 26 000 m3 VP5

CA602PD

Filtre 1 Tombereaux A35 Barrage Bulldozer CAT D10 15 000 m3 V3 CA182 D

Filtre 2 Tombereaux A35 Barrage Pelle 7 000 m3 V3 CA182 D

Ainsi, nous en déduisons que la carrière doit être en mesure de satisfaire les besoins en matériaux du barrage qui sont : 193 000 m3 d’enrochement compacté additionné des filtres 2 qui en nécessitent 7 000 m3, criblés à partir des matériaux de la carrière. Ainsi, la carrière doit contenir un volume minimal de 184 000 m3. L’exploitation se la carrière se fera donc conformément à la vue en plan et à la coupe présents dans les annexes.

Compacté En place

Enrochement 193 000 m3 160 833 m3 filtre 7 000 m3 5 800 m3 Total 200 000 m3 166 633 m3

Carrière (10% de marge) 183 296 m3

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7 Planning

Le planning est réalisé en intégrant les données suivantes :

7.1 Durées des tâches

Tâches Volume/linéaire Nombre

Rendements/jour

Durée en j

Remarques

Volume barrage - batardeau Enrochement 182 000 m3 3 200 m3 57 Basé sur le rendement d’une pelle à

400m3/h Argile 25 000 m3 Suit la cadence imposée par le

montage des couches d’enrochement

Filtre 1 15 000 m3 idem Filtre 2 7 000 m3 idem Volume batardeau Enrochement 11 000 m3 2400 m3 5 Argile 1 000 m3 Terrassement Terrassement Rive droite 7 000 m3 700 m3 10 Travail en poste Terrassement Rive gauche 4 000 m3 700 m3 6 Travail en poste Sédiments 31 000 m3 1 400 m3 22 Travail en poste Terrassement Parafouille au centre

3 500 m3 400 m3 9

Terrassement Parafouille rive droite

2 000 m3 400 m3 4

Terrassement Parafouille rive gauche

2 000 m3 400 m3 5

Béton Béton plinthe centre 1 500 m3 même rythme que le creusement du

parafouille Béton plinthe rive droite 1 000 m3 même rythme que le creusement du

parafouille Béton plinthe rive gauche 1 000 m3 même rythme que le creusement du

parafouille Travaux souterrain Creusement et bétonnage de la galerie de dérivation

130 ml 5 ml 26

Galerie d’inspection 5 ml Creusement et bétonnage du puits

36 ml 5 ml 7

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Injections Forages d’étanchéité sup à 20m centre

20 u 4 u 5 Travail en poste

Forages d’étanchéité sup à 20m droite


Forages d’étanchéité sup à 20m gauche


Forages d’étanchéité inf à 20m centre


Forages d’étanchéité inf à 20m droite


Forages d’étanchéité inf à 20m gauche


7.2 Occupation des zones géographiques

Nous nous sommes imposé des contraintes géographiques pour garantir une certaine sécurité sur notre chantier. En effet, au-delà d’une certaine densité de travaux ou d’engins, la sécurité est diminuée et les rendements ne sont pas ceux escomptés.

7.3 Période de réalisation des tâches critiques

Nous avons choisi de ne pas réaliser de travaux de bétonnage, ni de montée de couche pendant les périodes hivernales. De plus, nous réalisons les travaux de terrassement et de réalisation du batardeau ainsi que la réalisation du barrage lui-même pendant les périodes d’étiage.

7.4 Continuité d’utilisation du matériel

Afin de limiter la location ou l’immobilisation des engins, les tâches font en sorte de conserver une continuité des activités des engins. Ceci est particulièrement visible dans le cas de la foreuse utilisée pour réaliser les injections.

7.5 Enchaînement de tâches

Nous avons tenu compte de l’enchainement chronologique des tâches. Certaines découlent des autres. Il faut attendre leur achèvement pour débuter la tâche suivante :

Les pistes d’accès sont crées pendant l’installation secondaire, cela permet de débuter par la suite l’exploitation des carrières.

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La galerie de dérivation est débutée par l’aval. Une fois au droit du puits, ce dernier peut commencer à être creusé et la galerie est forée depuis l’amont, pour des questions de sécurité et de rendements.

Une fois la pelle ayant réalisé la piste d’accès à la carrière, celle-ci effectue le terrassement du seuil déversant et de la plateforme du puits. Ensuite, elle continue ses travaux de terrassement en descendant sur la rive gauche.

Le bétonnage du bassin de dissipation s’effectue avant la réalisation du barrage pour éviter de l’endommager pendant les travaux d’excavation, durant lesquels le minage pourrait être envisagé.

Le batardeau est réalisé après la galerie de dérivation afin d’éviter sa destruction par une crue après sa construction.

Le décapage des sédiments de la zone centrale est réalisé avant la réalisation du batardeau.

Le montage des couches du barrage se déroule à l’abri derrière le batardeau préalablement construit. Celui-ci aura fini sa construction au moins deux semaines avant celle des premières couches du barrage pour que celui-ci ai le temps de se remplir en eau.

Le décapage précède toujours le creusement du parafouille, qui précède lui-même le coulage de la plinthe et les injections.

Le montage des couches suit la réalisation de la galerie de visite, les forages drainants, et des injections.

Le planning est donné en annexe.

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8 Evaluation du prix de notre ouvrage

Prix Unité Quantité Prix en Euros

Fouilles

Déblais meubles

Rive Droite 8 Euros/m3 3500 28000 Rive Gauche 8

1000 8000

Sédiments 8

31000 248000 Carrière 8

29400 235200

Déblais rocheux

Rive droite 15 Euros/m3 3500 52500 Rive gauche 15

3000 45000

Parafouille 15

7500 112500

Galerie Remblais

180 Euros/m3 1 385 249 380

Enrochement

10

193 000 1 930 000 Granulat type

0/50

30

22 000 660 000 Matériaux argileux

8

26 000 208 000

Bétons Bétons courants

Plinthe 200 Euros/m3 3 500 700 000 Seuil déversant 200

27 5 400

Galerie de visite 200

312 62 400 Galerie de dérivation 200

437 87 360

Puits 200

112 22 464 Chambre des vannes amont 200

100 20 000

Chambre des vannes aval 200

150 30 000 Bassin de dissipation 200

180 36 000

Crête du barrage 200

504 100 800 TOTAL béton

5 322

Coffrages armatures

Coffrages courbes

150 Euros/m2 94 14 137

Acier

1,5 Euros/kg 425 770 638 654

Injections Forages

50 Euros/ml 2 280 114 000

Injection coulis

600 Euros/m3 150 90 000

TOTAL €

5 697 795 Travaux divers €

569 780

TOTAL €

6 267 575

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Références bibliographiques

CIGB. Dam Construction sites - Accident prevention. Bulletin 80, 1992

CIGB. Conventional methods in construction - Review. Bulletin 76, 1990

CIGB. New construction methods – State of the art. Bulletin 63, 1988

CIGB. River control durong dam construction. Bulletin 48, 1986

CarrEre, Alain. Barrages. Technique de l’ingénieur

Godart, Hugues. Dispositifs de prélèvement des eaux. Technique de l’ingénieur

Lefebvre, Jean-Pierre. Organisation des chantiers de bâtiments. Technique de l’ingénieur

Rossi, Pierre; GAVOIS Ludovic ; RAOUL Guy. Classification des matériaux. Technique de l’ingénieur

Dupont, Pierre; AUSSEDAT Georges ; DESCANTES Yannick ; GUEDON Jeanne-Sylvine. Granulats, Production et utilisations. Technique de l’ingénieur

Lagabrielle, Richard. Diagraphies et géophysique de forage. Technique de l’ingénieur

Blanchier, Alain ; SAUVAGE, Anne Charline. Utilisation des explosifs dans le génie civil. Technique de l’ingénieur

Delage, Pierre ; CUI Yu-Jun. Comportement mécanique des sols non saturés. Technique de l’ingénieur

Recommandation de l’aftes. Puits profonds et galeries inclinées.

Bulletin AFTES GT28R1F1 et GT28R1F1

Bulletin CiGB n° 75

« Petit Barrage, recommandation pour la conception, la réalisation et le suivi.», Comité Français des Grands Barrages

« Earth and Rockfill Dams », Christian Kutzner.

“Geotechnical engineering of dams”, Robin Fell,Patrick MacGregor,David Stapledon,Graeme Bell

“Advances in rockfill structures”, Emanuel Maranha Neves,North Atlantic Treaty Organization. Scientific Affairs Division

“Advanced dam engineering for design, construction, and rehabilitation”, Robert B. Jansen

AFTES GT28R1F1 et GT28R1F1

«Seismic Design of Concrete Faced Rockfill Dam» H.Bolton Seed, Hon.M.ASCE, Raymond B. Seed, A.M.ASCE S.S. Lai and B. Khamenehpour «Effects of Earthquakes on Dams and Embankments», N.M.Newmark, D.Sc., Ph.D., M.S. MICE

Page 69 sur 84

«Génie Parasismique» Betbeder - Matibet, Jacques, 2003

Hager, W.H. & Schleiss A.J. (2009). Constructions Hydrauliques. Presses Polytechniques et universitaires romandes

Sites web consultés

Caterpillar. [référence du Décembre 2009], http://france.cat.com/

Dynapac. [référence du Décembre 2009], http://www.dynapac.com/

Atlas Copco. [référence du Décembre 2009], http://www.atlascopco.com/frfr/

Chapsol. [référence du Décembre 2009], http://www.chapsol.fr/

Bonna Sabla. [référence du Décembre 2009], http://www.bonnasabla.com/

Icold. [référence du Décembre 2009], http://www.icold-cigb.net/

http://france.cat.com/

http://www.dynapac.com/

http://www.atlascopco.com/frfr/

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9 Annexe A : Calculs de dimensionnement

9.1 Filtres

Pour le dimensionnement de nos filtres nous devons premièrement analyser la granulométrie.

L’étude en laboratoire du matériau argileux ne nous fournit qu’une partie de sa courbe granulométrique4. C’est pour cela que nous l’avons complétée par une analyse sédimentométrique la plus plausible possible pour ce matériau.

Sur la figure suivante sont représentés la courbe granulométrique du matériau argileux et le spectre granulométrique des enrochements que nous estimons pouvoir extraire de la carrière.

Figure 39: Granulométrie des matériaux de construction. [Abscisse en mm ordonnée en %]

4 Source « Documents Noyeau Argileux » donné en classe

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Notations : D15 =diamètre du passant à 15% de masse du matériau filtrant

d15= diamètre du passant à 15% de masse du matériau fin à protéger

d60/d10 = Cu = Coefficient d’uniformité.

Critères de dimensionnements :

Règle de Terzaghi revue5 :

• D15/ d15 >5

• D15/ d85 <5

Autres recommandations :

• Si d60/d10 >16 le filtre doit être dimensionné en fonction de la partie fine du matériau argileux (>1mm)6.

• Si le matériau comporte en 40 et 80 % de fines alors d15max= 0.7 mm7

• 2 < Cu < 8 (condition d’uniformité)8

• D90max selon Tableau 4 p. 72 CIGB n°75

• D5min > 0.074 mm 9

o CuArgile = d60 / d10 avec d60 = 3 mm d10 < 0.004 mm

Cu = 750 >> 16 nous devons donc dimensionner nos filtres en fonction de la partie fine de l’argile (courbe violette Figure 39).

d15 = 0.004 mm d85= 0.12 mm d50= 0.013 mm

o Nous considérons la courbe granulométrique verte claire de la Figure 39 (valeur la plus plausible des enrochements que nous allons pouvoir extraire).

d15 = 2 mm d85= 250 mm d50= 60 mm

5 Butin CiGB n° 75 6 p.56 Butin CiGB n° 75 et p.78 « Petit Barrage, recommandation pour la conception, la réalisation et le suivi.», Comité Français des Grands Barrages 7 Tableau 2 p.38 Bultin CiGB n°75 8 p.220 « design of small dams » 9 p.146, « Earth and Rockfill Dams », Christian Kutzner.

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Filtre F1 :

D15 / d15 > 5 => D15 > 5d15 =0.02 mm

D15 / d85 < 5 => D15 < 5d85 =0.6 mm

Donc D15 ε [0.02 mm ; 0.6 mm]

D90max= 20 mm

Avec D60 = 1mm D10 = 0.2 mm D60 / D10 =5

On choisira un sable fin avec D10 = 0.2 mm D15 = 0.3 mm D60 = 1 mm D90 = 6 mm on fixera : D100 = 10 mm D5 > 0.074 mm

Filtre F2 :

Ici nous inversons les relations précédentes. Car nous voulons empêcher les fines du deuxième filtre de migrer dans l’enrochement.

d15 /D15 >5 => D15> d15/5 =0.4 mm

d85 / D15 <5 => D15< d85/5 =50 mm

Donc D15 ε [0.4 mm ; 50 mm]

D90max= 60 mm

Avec D60 = 10 mm D10 = 2 mm D60 / D10 = 6.5

On choisira un gravier avec D10 = 2 mm D15 = 3 mm D60 = 10 mm D90 = 40 mm on fixera : D100 = 90 mm D5 > 0.7 mm

Il nous faut maintenant vérifier que la transition entre les deux filtres est correcte

D15/ d15 >5 => D15= 3 mm > 5 d15 = 1.5 mm OK

D15/ d85 <5 => D15= 3 < 5 d85 = 25 mm OK

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9.2 Noyau

Ici, nous ne dimensionnerons le noyau que vis-à-vis de sa perméabilité selon le critère i ≤ 2 en pied du noyau. Le fruit amont aval du noyau résulte des conseils trouvés dans la littérature, la vérification de la stabilité de celui-ci sera effectuée ultérieurement dans les calculs de stabilité générale.

Pour visualiser l’évolution de gradients hydrauliques dans le noyau, nous utilisons le logiciel d’éléments finis Z-Soil en faisant les hypothèses suivantes :

o Nous isolons le noyau du corps du barrage.

o Nous lui appliquons la charge hydraulique correspondant au PHE

o La basse du noyau est considérée comme encastrée (Ux et Uy bloqués). Sinon le programme ne peut effectuer le calcul. Ceci n’a aucune incidence sur le résultat recherché.

o Ce dimensionnement ne prend pas en compte les problèmes d’instabilité du noyau (cf analyse de stabilité total pour cela)

o Kargile= 5*10-8 m/s

o Nous fixons le fruit amont à 75° et le fruit aval à 85° et faisons varie la largeur de la base pour trouver la solution la mieux adapter.

Au final nous retiendrons une largeur de 11 m en pied de barrage.

Figure 40: Granulométrie des Filtres [Abscisse en mm ordonnée en %]

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Figure 41: Sortie graphique du gradient hydraulique avec Z-Soil [échelle : Bleu Foncé i = 2 ; Rouge i = 39]

9.3 Voile d’étanchéité

Dimensionnement de la profondeur du voile :

Les relevées de sondage effectué lors de la première et deuxième campagne de reconnaissance nous fournissent de multiples informations quant à la nature des fondations du barrage. Notre première constatation est de remarquer que l’axe de notre barrage est un peu plus en aval que celui envisagé lors des reconnaissances. Les données du log de forage doivent donc être remaniées en conséquence, notamment pour ne plus tenir compte de la faille F4 qui n’est plus présente dans l’axe du rideau étanche. C’est pour cella que nous n’utilisons pas les résultats des essais Lugeon dans le sondage S9 pour le dimensionnement de notre voile d’étanchéité ainsi que les derniers mètres du sondage S3. Ces sondages traverse la faille F4 et présent une trop grande perméabilité comparer aux autres sondages.

Les relevés de sondage sont trouvés dans « le dossier d’étude géologique et géotechnique de synthèse »

o Partie 3.6.1 pour les Sondages S1 S2 S3 S4 S5 S7

o Partie 3.6.1 pour les Sondages S6 S8 S9 S10

Tableau 9 : Relevé des essais d'eau des fondations

Sondage Profondeur et pression de calquage Montée en pression à 10 bars

Résultat des essais lugeon

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S1 - 25 m

S2 Jusqu'à 15,6 m - 3 bars de 15,6 à 18,6 m - 8 bars

18,6 m

S3 Jusqu'à 9,6 m– 3 bars 15,6 m

S4 Jusqu'à 11,4 – 3 bars 15,5 m

S5 Entre 9,5 et 12,5 m – 4 bars 15,5 m

S6 Pas de monté en pression avant 30 m

33 m 0,5 UL à 33 m

S7 Jusqu’à 7 m – 3 bars entre 13 et 22 m – 3 bars

22 m

S8 - 18 m 1.6 Ul à 18 m

S10 - 27 m 6,8 UL à 27 m

Constatation générale :

• On remarque que la roche est très perméable sur une profondeur d’environ 15m. Avant ce seuil, il est presque impossible de monter en pression pour pouvoir obtenir un résultat avec l’essai Lugeon.

• Entre 15 - 20 m pour le fond de vallée et 20 – 25 pour les rives, les essais Lugeon ne nous fournissent toujours pas de résultat pour la majorité des sondages, mais l’on peut tout de même monter jusqu'à une pression de 10 Bars

• En profondeur (environ 30 m) le massif devient suffisamment imperméable (perméabilité moyenne de 7 UL)

Sur la base de ces observations, nous constatons la nécessité de faires des travaux d’étanchéité sur les fondations. Une solution avec un voile unique ne serrai pas optimal pour cette situation. Le massif étant trop perméable sur en surface, le coulis se rependrait de manière chaotique et ne permettrai pas d’obtenir l’imperméabilité désirer.

C’est pour cella que nous opterons pour un voile tri linéaire. Nous réaliseront deux ligne d’injection de faible profondeur à basse pression, puis nous réaliserons un voile profond entre ces deux pour pouvoir bénéficier du phénomène d’encagement sur la première partie où nous ne pouvions pas monté en pression au part avant.

La limite des voile a faible pression est déterminer par profondeur ou nous arrivons a monté à une pression de 10 bars. On prendra garde de pas injecter les coulis à une pression supérieur à la pression de claquage.

Nous arrêterons le voile profond là où la perméabilité du massif devient suffisamment faible pour être considéré comme étanche. Ce qui correspond à environ 3 Ul, de plus il est presque impossible de réalisé une injection au delà de cette valeur.

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Les sondages S7, S9 et S10 ne figure pas sur le tableau ci-dessous car ils ne sont pas verticaux. Nous tiendrons tout de même compte de leurs valeurs lors du choix de limite des sondages adjacent.

Tableau 10 : Limites des profondeurs d'injection depuis le terrain naturel

Sondage Limite des voiles de faible profondeur Limite du voile profond S1 25 m 30 m S2 19 m 25 m S3 15 m 20 m S4 15 m 20 m S5 15 m 20 m S6 30 m 30 m S8 16 m 17 m

Ces injections seront réalisées depuis la plinthe en béton dentaire. Il nous faudra donc retirer l’épaisseur de décapage et ajouté celle de la plinthe aux valeurs du tableau ci-dessus pour avoir les profondeurs limites de chaque voile.

Note : Aux extrémités on effectuera une injection en couronne pour assurer l’imperméabilité des rives en PHE. On reprendra aussi les injections au droit de l’intersection de la galerie avec le voile d’étanchéité. [Cf :plan des injections en fin de dossier]

Dimensionnement de l’espacement inter injection :

Le bulletin AFTES GT8R2F1 traite du dimensionnement des injections. Le tableau 4.6.1 page 98 nous donne des espacements type entre injections, en fonction de la nature du sol, de sa fissuration et de sa perméabilité. Dans notre cas nous obtenons une perméabilité moyenne de 7 UL sur l’ensemble du massif, le bulletin nous préconise un espacement entre 2 et 5 m. Nous choisirons un pas de 3 m entre chaque injection, car le rayon nous estimons à 1,5 m le rayon d’action le plus plausible du coulis. Ainsi nous pouvons obtenir un voile continue sur toute la largeur du barrage. L’agencement entre le voile profond et les voiles à basse pression serra comme sur la figure ci-dessous.

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Figure 42: Réseau d'injections

L’espacement entre chaque ligne d’injection est de 1,5 m. De cette manière nous pouvons assurer le phénomène d’encagement, ainsi nous pouvons monter suffisamment en pression lors de la mise en œuvre du voile profond de manière à obtenir une bonne imperméabilité.

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9.4 Etude de la rive gauche

Pour l’étude de ce versant nous retiendrons les informations fournies par les relevés des sondages S8, S7 et S6.

Au regard du sondage S6, nous pouvons constater que la roche reste très fracturée et perméable jusqu’à 31,8 m dans le sondage (limite de l’oxydation ferrugineuse), au delà de cette limite la roche devient imperméable.

On notera aussi que la roche entre 31,8 m et 37 m est de très bonne qualité comparé au reste du massif. Cette information nous est très précieuse car c’est à cet endroit précis que notre que le puits d’évacuation rejoint la galerie de restitution (464 NGF, 33 m dan le sondage S6). Cette assomption devra être confirmé par le l’étude des carottes extraites du forage de guidage du puits d’évacuation des crues.

Tableau 11: Comparaison de la résistance en compression et de la perméabilité entre la rive gauche et le reste du massif.

Resistance en compression Perméabilité moyenne En profondeur

Rive Gauche 60 MPa Inferieur à 0, 5 UL Massif 40, 5 MPa 7 UL

Figure 43: RQD dans les sondages de la rive gauche

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A travers le sondage S7 et S8 nous pouvons remarquer la prolongation horizontale et vertical de la couche de bonne qualité repérer précédemment. Ce qui s’illustre très bien dans la figure ci-dessus.

Sur la basse de ces observations nous émettrons l’hypothèse que les propriétés observées dans les sondages sont continue sur l’ensemble de ce versant. En effet il s’agirait d’une couche de roche qui aurait eut une activité géologique moins importantes dans son passé vis-à-vis du l’ensemble du massif. Cette hypothèse devra nous être confirmé au préalable par des galeries d’inspection au droit de l’entré et de l’exutoire de nos ouvrages hydrauliques. Faute de preuve, il nous faudra revoir entièrement la conception de notre ouvrage.

9.5 Ouvrage souterrain en rive gauche

1) Choix du mode de soutènement selon la recommandation GT7R1F2 de L’AFTES :

Toutes les valeurs utilisées ici sont tiré du document « A3 – Etude Géologique de synthèse »

1. Comportement mécanique : On prendra par sécurité la valeur de la résistance en compression moyenne

du massif : sc moy= 40,5 MPa.

• Classement AFTES : R3a

2. Discontinuité : Deux famille principale de discontinuité son identifier ainsi que d’autre

discontinuité diffuses Mode d’excavation Explosif sans découpage.

On estimera le RQD moyen au niveau de la galerie en interpolant les valeurs du sondage S6 et S7

RQDmoy = 80%

• Classement AFTES : N3b S2

3. Altérabilité : Le massif n’est pas sensible au gonflement.

• Classement AFTES : nul

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4. Hydrologie :

La charge Hydraulique varie entre 0 m (retenue vide et conception) et 37.5 m (PHE)

• Classement AFTES: H2

Perméabilité moyenne du massif en profondeur = 7 UL

• Classement AFTES: K2 5. Couverture :

Galerie :

gmoy = 26,5 KN/m3

hauteur de couverture maximal de la galerie : h= 32.5 m

s0 max = h*g

sc /s0 = 47 > 4

• Classement AFTES : CN1 6. Dimension :

Diamètre de l’excavation = 2.6 m

• Classement AFTES Galerie: 2,5 m < D < 10 m

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Maintenant nous pouvons remplir le tableau suivant pour trouver les solutions les mieux adaptés à notre situation. Un point noir signifie que c’est une solution optimale, les cases vides une solution envisageable, les petites croix une solution mal adapté mais éventuellement possible et pour finir les grandes croix représente une solution très défavorable voire impossible.

Figure 44: Classement selon L’AFTES de nos galeries.

Comme il nous faut que la galerie soit entièrement revêtue pour assurer un bon comportement dans le temps et un bon écoulement de l’eau dans le cas de vidage ou d’évacuation de crue de notre barrage. Pour ces raisons nous retiendrons une solution en béton. Celui-ci serra mis en œuvre par un cintre de coffrage que nous déplaceront à l’avancement.

2) Dimensionnement du soutènement des galeries hydrauliques:

Pour trouver l’épaisseur de béton requise au soutènement, nous avons utilisé la méthode de convergence confinement. Nous avons choisit de dimensionné toute la galerie en fonction de la section la plus critique par sécurité. Nous avons fixé arbitrairement une épaisseur de béton puis vérifier que celle-ci soit suffisante à la reprise des efforts de compression. Les calculs on été fais au moyen d’un tableur, ci-dessous figure les valeurs entrés dans celui-ci.

Données relatives à la Roche

R : rayon de l'excavation (m) 2.6 h : profondeur de la galerie (m) 32.5 E : module de Young du massif (MPa) 300 Coefficient de Poisson 0.3 Poids volumique du massif (kg/m3) 2650.0

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c : cohésion (MPa)10 8 Angle de frottement (°) 46 s0 : Contrainte initial (MPa) 0.845 Uel : Convergence élastique de la galerie non soutenue (mm) 9.52

Données relatives au béton Classe de beton C25/30

E : Module de Young du béton (MPa) 25000 Coefficient de Poisson du béton 0.15 e : épaisseur du béton (mm) 300

fcd : résistance à la compression du béton (MPa) 16.5

Ks : rigidité du soutènement (MPa) 3004.808

sblim : contrainte limite soutènement en béton (MPa) 1.9

x : distance du soutènement au front à sa mise en place (m) 2

λ: coefficient de déconfinement à la pose du soutènement 0.82

Ud : convergence à la pose du soutènement (mm) 7.8

Résultats Equilibre

Plastification Pas de plastification λéq : coefficient de déconfinement à l’équilibre 0.832 s e : contrainte à l’équilibre (MPa) 0.141 Us : convergence à l’équilibre (mm) 7.9271

Rps (m), rayon plastique 2.60

s b : Contrainte dans le béton à l’équilibre (MPa) 1.154 > sblim Ok

10 c et Phi déterminer selon le critère de Mohr-Coulomb avec les valeurs moyenne de résistance en traction et compression (resp : Rt= 6,7 MPa ; Rc=40,5 MPa).

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Figure 45: Graphique de convergence confinement de notre galerie

Observation :

On remarque que cette épaisseur de béton (300 mm) est largement suffisante pour ce cas de figure. Dans le cas des PHE la contrainte initiale monte à 1.170 MPa et de ce fait celle du béton à 1.576 MPa. Mais cette valeur reste toujours inférieure à la contrainte limite dans le béton et valide notre choix d’épaisseur.

Nous avons fais les même calculs pour une épaisseur de 200 mm et 250 mm, mais respectivement la contrainte admissible dans le soutènement était dépasser ou la réserve entre la contrainte admissible et la contrainte en place était trop faible.

En conclusion nous garderons une épaisseur de 300 mm pour le soutènement de tous nos ouvrages souterrains en rive gauche.

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10 Annexe B : plans, schémas et planning

Date post:	27-Jun-2015
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