D’AUTORISATION - Var · des vies humaines et/ou des structures d’habitations et d’entreprises. Face à ce constat, la CAVEM (Communauté d’Agglomération Var Estérel Méditerranée)

Pièce 7.H Avant projet du barrage de l’Aspé

PROJET D’AMENAGEMENT DES OUVRAGES ECRETEURS DE CRUES DE

VAULONGUE ET DE L’ASPE

COMMUNE DE SAINT-RAPHAEL

LUTTE CONTRE LES INONDATIONS

DOSSIER DE DEMANDE

D’AUTORISATION ENVIRONNEMENTALE

MOE des ouvrages écrêteurs de l'Aspé et de Vaulongue AVP barrage de l'Aspé

Visa

Document actualisé le 12/06/2018.

Révision Date Auteur Chef de Projet

Superviseur Commentaire

A 06/02/2017 RTH RTH ASA

B 10/02/2017 RTH RTH ASA intégration hausses fusibles

C 24/03/2017 RTH MHP ASA

Envoi par mail le 24/03/2017 intégration modification du pertuis de

fond pour continuité écologique et aspects paysagers

D 12/06/2018 RTH MHP MHP p/o ASA

ASA : SALMI Akim

MHP : PROST Marc-Henri

RTH : THURIOT Romain


SOMMAIRE

1 PREAMBULE ___________________________________ 1

1.1 CONTEXTE DE L’ETUDE ______________________________________ 1

1.2 DONNEES EXPLOITEES ______________________________________ 1

1.3 PIECES GRAPHIQUES ________________________________________ 2

2 PRESENTATION DE L’AMENAGEMENT _________________ 2

2.1 SITUATION GENERALE DE L’AMENAGEMENT ____________________ 2

2.2 PARTIS D’AMENAGEMENT ETUDIES ____________________________ 3

2.3 PRESENTATION DE LA RETENUE ______________________________ 3

2.4 DESCRIPTION GENERALE DE L’AMENAGEMENT _________________ 4

2.5 CLASSEMENT DU BARRAGE ET CHOIX DES CRUES DE PROJET ____ 5

2.5.1 CLASSEMENT DU BARRAGE _______________________________________ 5

2.5.2 DETERMINATION DES CRUES A ETUDIER ______________________________ 5

2.6 FICHE SYNOPTIQUE DU BARRAGE _____________________________ 7

2.7 CONDITIONS HYDRAULIQUES DE FONCTIONNEMENT _____________ 9

2.7.1 SOLUTION DE BASE _____________________________________________ 9

2.7.1.1 Courbe de fonctionnement du seuil de l’évacuateur ________________________________ 9

2.7.1.2 Laminage dans la retenue ____________________________________________________ 9

2.7.2 VARIANTE HAUSSES ___________________________________________ 10

2.7.2.1 Courbe de fonctionnement du seuil de l’évacuateur _______________________________ 10

2.7.2.2 Laminage dans la retenue ___________________________________________________ 12

3 PRESENTATION DETAILLEE DU PROJET ______________ 13

3.1 PRESENTATION DE LA DIGUE ________________________________ 13

3.1.1 IMPLANTATION DU BARRAGE _____________________________________ 13

3.1.2 COUPE TYPE DE LA DIGUE _______________________________________ 13

3.1.3 FONDATION _________________________________________________ 13

3.1.4 REMBLAI DE BASE DE LA DIGUE ___________________________________ 14

3.1.5 DISPOSITIF D’ETANCHEITE PAR GEOMEMBRANE (DEG) __________________ 17

3.1.6 SYSTEME DE DRAINAGE _________________________________________ 17

3.1.7 TABLEAU RECAPITULATIF ________________________________________ 18

3.2 EVACUATEUR DE CRUES ____________________________________ 20


3.2.1 PRESENTATION GENERALE ______________________________________ 20

3.2.2 SEUIL DE L’EVACUATEUR ________________________________________ 22

3.2.2.1 Seuil libre de type Creager __________________________________________________ 22

3.2.2.2 Variante hausse __________________________________________________________ 22

3.2.3 COURSIER __________________________________________________ 23

3.2.4 REMBLAIS ATTENANTS __________________________________________ 25

3.2.5 SAUT DE SKI ________________________________________________ 25

3.2.6 BASSIN DE RECEPTION _________________________________________ 29

3.3 PERTUIS DE FOND SOLUTION DE BASE ________________________ 30


3.3.2 PROTECTION CONTRE LES EMBACLES _______________________________ 30

3.3.3 REDUCTEUR DE SECTION ________________________________________ 30

3.4 PERTUIS DE FOND SOLUTION VARIANTE ______________________ 30


3.4.2 PROTECTION CONTRE LES EMBACLES _______________________________ 31

3.4.3 REDUCTEUR DE SECTION ________________________________________ 31

3.5 ACCES ____________________________________________________ 32

4 CONTEXTE GEOTECHNIQUE _______________________ 33

4.1 PRESENTATION DES RECONNAISSANCES _____________________ 33

4.1.1 CAMPAGNES DE RECONNAISSANCES GEOTECHNIQUES __________________ 33

4.1.2 RECONNAISSANCES COMPLEMENTAIRES POUR LES PHASES ULTERIEURES _____ 33

4.2 CADRE GEOLOGIQUE GENERAL ______________________________ 33

4.3 SISMICITE _________________________________________________ 35

4.3.1 ZONAGE SISMIQUE ____________________________________________ 35

4.3.2 NIVEAUX D’ETUDES RECOMMANDES ________________________________ 35

4.3.3 VERIFICATION DU RISQUE POTENTIEL DE LIQUEFACTION __________________ 36

4.4 COUPES GEOLOGIQUES ____________________________________ 36

4.5 CADRE GEOLOGIQUE LOCAL _________________________________ 36

4.5.1 MORPHOLOGIE _______________________________________________ 36

4.5.2 FORMATIONS DE RECOUVREMENT _________________________________ 37

4.5.3 LITHOLOGIE DU SUBSTRATUM ____________________________________ 37

4.5.4 DISCONTINUITES ______________________________________________ 39

4.6 CONDITIONS HYDROGEOLOGIQUES DU SITE ___________________ 41

4.6.1 PERMEABILITE DU SUBSTRATUM ___________________________________ 42


4.6.2 CARACTERISTIQUES MECANIQUES _________________________________ 43

5 ETUDE DE STABILITE DU BARRAGE _________________ 43

5.1 PREAMBULE _______________________________________________ 43

5.2 CARACTERISTIQUES MECANIQUES ___________________________ 43

5.3 SITUATIONS DE PROJET_____________________________________ 44

5.4 RESULTATS DES CALCULS DE STABILITE ______________________ 45

5.4.1 LECTURE DES FIGURES DE STABILITE _______________________________ 45

5.4.2 RESULTATS DES CALCULS EN SITUATION EXCEPTIONNELLE DE CRUE _________ 45

5.4.3 RESULTATS DES CALCULS EN SITUATION NORMALE D’EXPLOITATION _________ 47

6 ENTRETIEN ET SURVEILLANCE _____________________ 49

7 ESTIMATION DU MONTANT DES TRAVAUX _____________ 50

8 DUREE DES TRAVAUX ___________________________ 53

TABLE DES ANNEXES

ANNEXE 1 DONNEES GEOTECHNIQUES

ANNEXE 2 PLANS ET CARTES

TABLE DES FIGURES

Figure 1 : Loi Hauteur-Surface de la retenue du barrage de l’Aspé ________________________ 3

Figure 2 : Loi Hauteur - Volume de la retenue du barrage de l’Aspé _______________________ 4

Figure 3 : Loi hauteur / débit de la solution de base ____________________________________ 9

Figure 4 : Loi hauteur / débit de la solution alternative _________________________________ 10

Figure 1 : Synthèse des enjeux écologiques (source : [4]) ______________________________ 14

Figure 2 : Carrière des grands Caous ______________________________________________ 14

Figure 3 : Granulométrie du brut d’abattage 0/360 mm ________________________________ 15

Figure 3-4 : Granulométrie des sables limoneux C1B5 ________________________________ 16

Figure 5 : Bilan des essais triaxiaux sur le matériau C1B5 ______________________________ 16

Figure 6 : Constitution du DEG ___________________________________________________ 17

Figure 7 : Détail du raccord de la membrane avec la plinthe ____________________________ 17


Figure 8 : Seuil libre de type Creager ______________________________________________ 22

Figure 9 : Hausses-fusibles _____________________________________________________ 22

Figure 10 : Ligne d’eau et vitesse de l’écoulement sur le coursier (solution de base) _________ 24

Figure 11 : Ligne d’eau et vitesse de l’écoulement sur le coursier (variante hausses) _________ 25

Figure 12 : Saut de ski et bassin de réception _______________________________________ 26

Figure 13 : Paramètres d’un saut de ski (source : 0) __________________________________ 26

Figure 14 : Rapport entre l’angle de sortie du jet et l’angle du saut de ski (abaque d’Orlov) ____ 28

Figure 15 : Taux de dissipation du bassin de réception (solution de base) _________________ 29

Figure 16 : Taux de dissipation du bassin de réception (variante hausses) _________________ 29

Figure 17 : Extrait de la carte géologique de Fréjus Cannes au 1/50 000 __________________ 34

Figure 18 : Zonage sismique réglementaire en Provence-Alpes-Côte-d’Azur _______________ 35

Figure 19 : Levé structural Aspé (Canevas de Schmidt – Hémisphère supérieur) ____________ 40

Figure 20 : Synthèse structurale Aspé (Canevas de Schmidt – Hémisphère supérieur) _______ 40

Figure 21 : Résultats des essais de résistance à la compression sur substratum (source : [1]) _ 43

Figure 22 : Cercle de glissement et facteur de sécurité du talus aval en situation exceptionnelle de crue (FS=1.49) ____________________________________________________________ 46

Figure 23 : Cercle de glissement et facteur de sécurité du talus amont en situation normale d’exploitation (FS= 1.40) ____________________________________________________ 47

Figure 24 : Cercle de glissement et facteur de sécurité du talus aval en situation normale d’exploitation (FS= 1.33) ____________________________________________________ 48

TABLE DES TABLEAUX

Tableau 1 : Liste des plans ............................................................................................................. 2

Tableau 2 : Liste des cartes ............................................................................................................ 2

Tableau 3 : Valeurs caractéristiques de la retenue .......................................................................... 4

Tableau 4 : Classement du barrage de l’Aspé ................................................................................. 5

Tableau 5 : Période de retour de la crue exceptionnelle en fonction de type de barrage et de sa classe ...................................................................................................................................... 5

Tableau 6 : Période de retour de la crue extrême en fonction de type de barrage et de sa classe .. 5

Tableau 7 : Situations de projet ....................................................................................................... 6

Tableau 8 : Caractéristiques principales de l’ouvrage ..................................................................... 7

Tableau 9 : Hydrologie et retenue ................................................................................................... 8

Tableau 10 : Ouvrages hydrauliques............................................................................................... 8

Tableau 11 : Laminage des crues par le barrage de l’Aspé ........................................................... 10

Tableau 12 : Laminage des crues par le barrage de l’Aspé ........................................................... 12


Tableau 13 : Caractéristiques des composants de la digue .......................................................... 20

Tableau 14 : Caractéristiques de l’évacuateur de crues ................................................................ 21

Tableau 15 : Recommandations pour les études graduées – barrage en remblai (GT CFBR) ...... 35

Tableau 16 : Exigence de vérification de l’absence de risque potentiel de liquéfaction – barrage en remblais (GT CFBR) .............................................................................................................. 36

Tableau 17 : Epaisseur des formations meubles ........................................................................... 37

Tableau 18 : Niveau de la nappe dans les sondages .................................................................... 41

Tableau 19 : Résultats des essais de perméabilité du substratum ................................................ 42

Tableau 20 : Influence des caractéristiques physique d’un matériau sur l’angle de frottement ...... 44

Tableau 21 : Caractéristiques nominales des matériaux ............................................................... 44

Tableau 22 : Coefficients partiels et facteurs de sécurité recherché .............................................. 45

Tableau 23 : Caractéristiques réduites des matériaux ................................................................... 45

Tableau 24 : Obligations réglementaires ....................................................................................... 49



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1 PREAMBULE

1.1 CONTEXTE DE L’ETUDE

La Garonne prend sa source dans l’Estérel. Elle conduit à des crues régulièrement dommageables pour les communes de Fréjus et Saint Raphaël situées dans la partie aval du bassin versant.

Les dernières crues, d’occurrences comprises entre 50 et 100 ans (2006 et 2011) ont ainsi rappelé la vulnérabilité des riverains au risque de crue. La partie basse de Fréjus et Saint Raphaël forme une cuvette où les hauteurs d’eau peuvent être importantes en cas d’inondation et mettre en péril des vies humaines et/ou des structures d’habitations et d’entreprises.

Face à ce constat, la CAVEM (Communauté d’Agglomération Var Estérel Méditerranée) a entrepris en 2007 une réflexion globale visant à définir une stratégie de protection contre les crues des communes de Fréjus et Saint –Raphaël. Un schéma directeur de lutte contre les inondations de la Garonne, du Pedegal et du Valescure a donc été réalisé en 2007 et révisé en 2014 dans lequel 7 ouvrages écrêteurs étaient prévus (4 sur le bassin du Valescure et du Pédégal et 3 sur le bassin de la Garonne).

En 2016, une analyse multicritères est réalisée et il apparaît que la réalisation des 3 ouvrages écrêteurs de Vaulongue, de l’Aspé et des Crottes amont permet d’obtenir un écrêtement significatif des crues de la Garonne dans la traversée de Saint Raphaël. L’analyse coût-bénéfice de ces ouvrages est positive. La CAVEM intègre la réalisation de ces ouvrages dans le PAPI Argens en 2016.

Suite à ce constat, la CAVEM a confié après appel d’offres la mission de maîtrise d’œuvre des ouvrages à ISL. Ce document s’inscrit dans le cadre de cette mission. Il présente l’Avant Projet (AVP) du barrage de l’Aspé.

1.2 DONNEES EXPLOITEES

La conception du projet a été définie à partir des données suivantes :

[1]. une campagne de reconnaissances géotechniques G12 référencée C/G/10/J/241/K/138_A5, HYDROGEOTECHNIQUE SUD EST, Février 2012 ,

[2]. des levés topographiques réalisés entre 2011 et 2015 par le cabinet GE2I , [3]. le rapport 16F-114-RM-1 « Acquisition de données complémentaires », ISL, Janvier 2017 , [4]. « Volet naturel de l’étude d’impact du projet d’aménagement sur les sous bassins versants

Garonne et Peyron : Site B : Barrage écrêteur à l’Aspé », BIOTOPE, Octobre 2015 , [5]. le rapport 16F-114-RM-2 « MOE ouvrages écrêteurs de l’Aspé, de Vaulongue et des Crottes :

Etudes préliminaires » qui a défini la crue exceptionnelle à considérer pour le dimensionnement et les situations extrêmes de crue.


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1.3 PIECES GRAPHIQUES

Ce document comprend les pièces graphiques suivantes en ANNEXE 2.

N° de plan Désignation

10-01 Topographie et implantation des investigations géotechniques

10-02 Coupe géologique rive/rive

10-03 Vue en plan de l’aménagement

10-04 Coupe du barrage

10-05 Evacuateur de crues – Profil en long et coupes

10-06 Pertuis de fond – Profil en long et coupes

Tableau 1 : Liste des plans

N° de carte

Désignation

1 Situation générale de l’aménagement, IGN 1/25 000

2 Emprise de la retenue pour la crue exceptionnelle (T = 1000 ans), Orthophoto

3 Emprise de la retenue pour la crue exceptionnelle variante hausses fusibles (T = 1000 ans), Orthophoto

Tableau 2 : Liste des cartes

2 PRESENTATION DE L’AMENAGEMENT

2.1 SITUATION GENERALE DE L’AMENAGEMENT

Le barrage de l’Aspé est situé sur le cours d’eau du vallon des Crottes, en amont immédiat de la confluence avec la Garonne et du boulevard Jacques Baudino, au Nord-Est de la commune de Saint-Raphaël.

La carte n° 1 présente la situation générale de l’aménagement.

La localisation de l’ouvrage et de sa retenue, sur le vallon des Crottes, sont figurées sur la carte n°2 pour une crue de période de retour 1000 ans.


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2.2 PARTIS D’AMENAGEMENT ETUDIES

Dans la suite du rapport, deux aménagements alternatifs sont étudiés. Le niveau des Plus Hautes Eaux (PHE) atteint pour la solution dite de base est de 29,62 m NGF. L’objet de la variante étudiée est de limiter le niveau des PHE à 29,00 m NGF afin de ne pas impacter des habitations en amont du barrage.

Cette différence de PHE se traduit principalement par la mise en place de hausses fusibles dans la solution variante alors que la solution de base utilise un seuil fixe. L’intérêt majeur de ces hausses est de ne pas diminuer le laminage du barrage par rapport à la solution de base pour des crues de période de retour inférieures à 1000 ans (crue exceptionnelle).

2.3 PRESENTATION DE LA RETENUE

Les figures ci-dessous présentent les lois hauteur-surface et hauteur-volume de la retenue du barrage de l’Aspé.

Figure 1 : Loi Hauteur-Surface de la retenue du barrage de l’Aspé


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Figure 2 : Loi Hauteur - Volume de la retenue du barrage de l’Aspé

La retenue normale est fixée par la cote du déversoir (28,75 m NGF). Sous cette cote, le volume d’eau de la retenue est estimé à environ 186 000 m3 et la surface du plan d’eau est de l’ordre de 4,4 ha. Les volumes et surfaces caractéristiques de la retenue sont figurés dans le tableau suivant.

Sous la cote du seuil de l’évacuateur de crues

28,75 m NGF (T=100 ans)

Sous les PHE (solution de base)

29,62 m NGF (T=1000 ans)

Sous les PHE (variante hausses fusibles)

29,00 m NGF (T=1000 ans)

Hauteur

d’eau1 12 m 13 m 12,5 m

Surface 4,4 ha 5,2 ha 4,6 ha

Volume 186 000 m³ 227 000 m³ 197 000 m³

Tableau 3 : Valeurs caractéristiques de la retenue

2.4 DESCRIPTION GENERALE DE L’AMENAGEMENT

La vue en plan de l’aménagement est présentée sur le plan 10-03. L’aménagement comprend principalement :

une digue en remblai zoné à masque amont de 190 m de long et de 15,5 m de hauteur maximale par rapport au terrain naturel,

en rive gauche, un évacuateur en béton armé à seuil libre fondé au rocher,

1 Par rapport à la cote de fond de la rivière à l’entrée de la galerie (~ 16,5 m NGF)


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un pertuis de fond Φ 1200 mm en béton armé de 80 m de longueur fondé au rocher au pied du versant de rive gauche, sous le remblai du barrage.

2.5 CLASSEMENT DU BARRAGE ET CHOIX DES CRUES DE PROJET

2.5.1 CLASSEMENT DU BARRAGE

Le barrage de l’Aspé a été classé en catégorie C au titre de la sécurité des ouvrages hydrauliques par le Décret no 2015-526 du 12 mai 2015 relatif aux règles applicables aux ouvrages construits ou aménagés en vue de prévenir les inondations et aux règles de sureté des ouvrages hydrauliques.

Le détail du classement du barrage de l’Aspé est présenté dans le tableau suivant :

BARRAGE DE l’ASPE

Type Barrage en enrochements

H (m) 15,5

V (m3) 186 000

𝑯² × 𝑽𝟎,𝟓 104

Classement au titre du décret de 2016 C

Tableau 4 : Classement du barrage de l’Aspé

2.5.2 DETERMINATION DES CRUES A ETUDIER

Les dernières recommandations sur le dimensionnement des évacuateurs de crues de barrages (Recommandations pour le dimensionnement des évacuateurs de crues de barrages – CFBR – Juin 2013) fixent le choix des périodes de retour des crues exceptionnelles et extrêmes.

SITUATION EXCEPTIONNELLE DE CRUE : détermine les PHE

Classe du barrage Barrages rigides Barrages en remblais

A 3 000 10 000

B 1 000 3 000

C 300 1 000

Tableau 5 : Période de retour de la crue exceptionnelle en fonction de type de barrage et de sa classe

SITUATION EXTREME DE CRUE : "L’ouvrage possède encore une marge de sécurité avant la

survenance d’un accident. Supposé se produire quand la cote de danger est atteinte »

Classe du barrage Probabilité annuelle de

dépassement de la cote de danger

A 10-5

B 3 × 10−5

C 10-4

Tableau 6 : Période de retour de la crue extrême en fonction de type de barrage et de sa classe


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Les périodes de retour des crues à considérer pour le barrage de L’Aspé sont présentées dans le tableau suivant.

SITUATIONS ETUDIEES

Exceptionnelle Crue (T = 1 000 ans)

Extrême 1 Crue (T = 10 000 ans)

Extrême 2 Crue (T = 1 000 ans) et pertuis de fond obstrué

Tableau 7 : Situations de projet


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2.6 FICHE SYNOPTIQUE DU BARRAGE

Le tableau ci-dessous récapitule les principales caractéristiques du barrage de l’Aspé.

CARACTERISTIQUES PRINCIPALES DE L’OUVRAGE

Type Barrage zoné à masque amont

Fonction Ecrêtement des crues

Classe C

Terrain de fondation Grès / Microconglomérat / Pélites

Altitude de la crête et cote de danger 31.0 m NGF

Terrain naturel en lit mineur en aval du barrage 15,5 m NGF

Hauteur maximale au-dessus du TN 15,5 m

Longueur en crête 190 m

Largeur en crête 6,15 m (dont 4 m circulables)

Largeur maximale au niveau du TN 70 m

Fruit du parement amont 2 H / 1 V (fruit moyen de 2,125 H / 1 V avec la risberme à la cote 25 m NGF)

Fruit du parement aval 1,8 H / 1 V

Tableau 8 : Caractéristiques principales de l’ouvrage


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HYDROLOGIE et RETENUE

Solution de base Variante hausses

fusibles

Rivière Le Vallon des Crottes

Surface du bassin versant au barrage 2,7 km²

Altitude moyenne du bassin versant 78 m NGF

Altitude, emprise et volume de la retenue maximale en exploitation normale

28,75 m NGF / 4,4 ha / 186 000 m3

Altitude, emprise et volume de la retenue aux PHE

29,62 m NGF / 5,2 ha / 227 000 m3

29,00 m NGF / 4,6 ha / 197 000 m3

Situation exceptionnelle de crue (T = 1 000 ans)

Qentrant = 62 m³/s

Qsortant = 20 m³/s

ZPHE = 29,6 m NGF

Qentrant = 62 m³/s

Qsortant = 38 m³/s

ZPHE = 29,0 m NGF

Situation extrême 1 : crue (T = 10 000 ans)

Qentrant = 87 m³/s

Qsortrant = 51 m³/s

Z = 30,6 m NGF

Qentrant = 87 m³/s


Z = 29,8 m NGF

Situation extrême 2 : crue (T = 1 000 ans) et pertuis de fond obstrué

Qentrant = 62 m³/s


Z = 30,2 m NGF

Qentrant = 62 m³/s


Z = 29,4 m NGF

Tableau 9 : Hydrologie et retenue

OUVRAGES HYDRAULIQUES

Solution de base Variante hausses fusibles

Evacuateur de crues

Type : frontal avec seuil libre de type Creager

Zcrête = 28,75 m NGF

Largeur en crête = 10 m

Qmax = 60 m³/s sous la cote 31 m NGF

Type : Seuil plat surmonté de hausses fusibles

Zcrête = 28,75 m NGF

Largeur en crête = 10 m

Qmax = 110 m³/s sous la cote 31 m NGF

Ouvrage de vidange

Section de contrôle : 1,20 (l) x 0,47 (h)

Section de la galerie : Φ 1200 mm

Qmax ≈ 5 m3/s pour la Q100

Tableau 10 : Ouvrages hydrauliques


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2.7 CONDITIONS HYDRAULIQUES DE FONCTIONNEMENT

2.7.1 SOLUTION DE BASE

2.7.1.1 Courbe de fonctionnement du seuil de l’évacuateur

Le seuil de l’évacuateur est de type seuil libre profilé (profil Creager).

La forme du seuil de d’évacuateur du barrage de l’Aspé a été optimisée à partir des caractéristiques suivantes :

𝑍𝑠𝑒𝑢𝑖𝑙 : cote déversante : 28,75 m NGF

𝐻𝑑 : charge dimensionnante : 0.87 m (Z1000-Zseuil)

Cette optimisation devrait permettre d’obtenir un coefficient de débit pouvant atteindre 0,5 avec des conditions d’approche optimisées. De manière prudente, une valeur de 0,4 a été considérée dans le cadre du dimensionnement.

La loi hauteur/débit sur seuil Creager est présentée sur le graphique suivant.

Figure 3 : Loi hauteur / débit de la solution de base

Avec de telles caractéristiques et à charge égale, un seuil Creager permet d’évacuer au moins 25% de débit de plus qu’un seuil plat de même encombrement (10 m).

2.7.1.2 Laminage dans la retenue

Les crues de période de retour 1000 ans et 10 000 ans ont été évaluées dans le cadre du rapport ISL 16F-114-RM-2.

Le tableau suivant présente les résultats des calculs de laminage pour les crues rares.


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Situation exceptionnelle de crue

(T = 1 000 ans)

Situation extrême 1 : crue

(T = 10 000 ans)

Situation extrême 2 : crue (T = 1 000 ans) et pertuis de fond

obstrué

Période de retour 1 000 ans 10 000 ans probabilité de 10-5

Q entrant 62 m3/s 87 m

3/s 62 m

3/s

Q sortant 20 m3/s 51 m

3/s 29 m

3/s

% laminage 68 % 42 % 53 %

Cote atteinte 29,6 m NGF 30,6 m NGF 30,2 m NGF

Revanche / cote de crête 1,4 m 0,4 m 0,8 m

Tableau 11 : Laminage des crues par le barrage de l’Aspé

En matière de remplissage et de débit à évacuer, la situation extrême 2 (crue de 1000 ans avec un pertuis bouché et une retenue initialement vide) est moins préjudiciable que la situation extrême 1 (crue de 10 000 ans).

2.7.2 VARIANTE HAUSSES

2.7.2.1 Courbe de fonctionnement du seuil de l’évacuateur

L’évacuateur dispose d’un seuil plat à la cote 27,50 NGF, de largeur 10m, surmonté de deux hausses fusibles de largeur égale (5 m) hautes de 1,25 m. Avant basculement des hausses, la côte de déversement est donc égale à celle de la solution de base, soit 28,75 NGF.

Les coefficients de débits considérés dans le calcul de la loi hauteur/ débit sont les suivants :

seuil plat : μ = 0,385

hausses fusibles : μ = 0,42

La loi hauteur débit du seuil est présentée sur le graphique suivant :

Figure 4 : Loi hauteur / débit de la solution alternative

Le fonctionnement de ce seuil est le suivant lors d’une crue:

PH

EE

31,3

crête

111,7

0

20

40

60

80

100

120

27 28 29 30 31 32

Déb

it (

m3

/s)

Cote (m NGF)

1

2

3


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lorsque le niveau de la retenue dépasse le niveau de retenue normale (28,75 NGF), les hausses fusibles déversent. Le basculement de la (des) première(s) hausse(s) n’est activé que lorsque le niveau de la retenue dépasse la cote z1=28,85 NGF (période de retour supérieure à 100 ans). Lorsque le niveau de la retenue dépasse z2=28,95 NGF, l’ensemble des hausses fusibles ont basculé, le seuil plat à la cote 27,50 est alors totalement libéré et permet de débiter plus de 30 m3/s sous la cote des PHE.

Pour une crue d’intensité supérieure à la crue exceptionnelle, lorsque le niveau du plan d’eau dépasse le niveau des PHE, la loi hauteur/débit de l’évacuateur est celle du seuil plat puisque toutes les hausses fusibles ont basculé. Ce seuil permet d’évacuer un débit maximal d’environ 110 m3/s sous le niveau de la crête.

à la décrue, la loi hauteur/débit du seuil est fonction du niveau maximal zmax du plan d’eau atteint lors de la crue :

zmax<z1 : aucune hausse n’a basculé, la loi hauteur/débit est la même en crue et en décrue.

z2> zmax >z1 : seule la première hausse a basculé, la loi hauteur débit lors de la décrue est représentée par le chemin a sur le graphique ci-dessous,

zmax >z2 : toutes les hausses ont basculé, la loi hauteur/débit pour la décrue est celle du seuil plat de largeur 10 m représentée par le chemin b.

L’ordre de basculement des hausses fusibles et les niveaux z1 et z2 de basculement seront optimisés au stade projet. Ces réglages ont peu d’influence sur la cote des PHE tant que z2<29 NGF.

Le principe de fonctionnement des hausses fusibles est précisé dans la partie 3.2.2.2.

PH

EE

31,3

z2z10

5

10

15

20

25

30

35

40

27,5 28 28,5 29

Déb

it (

m3

/s)

Cote (m NGF)

b

RN=28,75

a


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2.7.2.2 Laminage dans la retenue

Le tableau suivant présente les résultats des calculs de laminage pour les crues rares.

Situation exceptionnelle de crue

(T = 1 000 ans)

Situation extrême 1 : crue

(T = 10 000 ans)

Situation extrême 2 : crue (T = 1 000 ans) et pertuis de fond

obstrué

Période de retour 1 000 ans 10 000 ans probabilité de 10-5

Q entrant 62 m3/s 87 m

3/s 62 m

3/s

Q sortant 38 m3/s 66 m

3/s 44 m

3/s

% laminage 39 % 24 % 29 %

Cote atteinte 29,0 m NGF 29,8 m NGF 29,4 m NGF

Revanche / cote de crête 2 m 1,2 m 1,6 m

Tableau 12 : Laminage des crues par le barrage de l’Aspé

En matière de remplissage et de débit à évacuer, la situation extrême 2 (crue de 1000 ans avec un pertuis bouché et une retenue initialement vide) est moins préjudiciable que la situation extrême 1 (crue de 10 000 ans).


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3 PRESENTATION DETAILLEE DU PROJET

3.1 PRESENTATION DE LA DIGUE

3.1.1 IMPLANTATION DU BARRAGE

L’implantation du barrage est figurée sur le plan 10-03. Elle a été déterminée en prenant en compte :

la topographie des versants,

la géologie du site,

l’optimisation des volumes de remblais,

l’optimisation du volume de la retenue,

la facilité des accès en crête et en pied de barrage,

la présence d’enjeux écologiques.

3.1.2 COUPE TYPE DE LA DIGUE

La coupe-type de la digue est présentée sur le plan 10-04.

La digue est constituée par un remblai zoné en enrochements réalisé après déblai de la fondation jusqu’au rocher. Elle comprend :

un dispositif d’étanchéité par géomembrane (DEG) en amont : l’étanchéité se prolonge en fondation par un rideau d’injection sur une profondeur maximale de 10 m,

un rip-rap (au dessus de la cote 25 m NGF) et une recharge en remblai (en dessous de la cote 25 NGF), assurant la protection de la membrane et la stabilité du talus,

un drain incliné sous le DEG, constitué par une couche de matériau 20/80 mm prolongé par un cavalier drainant en pied de talus amont, constitué du même matériau : le drainage se prolonge en fondation par un voile de drainage sur une profondeur de 6m,

un corps de digue en enrochements brut d’abattage 0/360 mm (matériau d’apport) sous la cote 25 m NGF et en remblai C1B5 (issu des fouilles) au dessus de 25 m NGF,

deux cordons drainants constitués de matériaux 20/80 mm (visibles sur les plans 10-03 et 10-06),

un parement aval recouvert de pierres appareillées disposées sur un géotextile,

une piste en crête de 4m de large en grave non traitée 0/31,5 mm compactée.

3.1.3 FONDATION

La fondation de la digue correspond à la frange altérée du substratum gréseux. En fond de vallée, le plafond de cet horizon rocheux se situe à une cote variant entre 15,30 m NGF et 16,80 m NGF : le déblaiement d’une couche de sables limoneux (de classification GTR : C1B5) d’environ 4 m d’épaisseur est donc nécessaire avant l’édification de la digue. Sur les versants, le rocher est sub-affleurant, l’épaisseur de sol meuble à déblayer est moindre (de l’ordre de 1 m).

La plinthe en béton en pied de talus amont est fondée au rocher sain, cette plinthe ayant pour fonction d’assurer la continuité de l’étanchéité du barrage entre le DEG et le rideau d’étanchéité.

Le rideau d’injection est réalisé par injection de coulis d’étanchéité sur une profondeur maximale de 10 m et sur toute la largeur de l’ouvrage. L’espacement des forages d’injection est de 2,5 m

Le voile de drainage, situé en aval immédiat du rideau d’injection, a une profondeur d’environ 6 m. En plan, le voile de drainage est interrompu lorsque la cote du pied de talus dépasse la cote 24 m NGF, correspondant à la demi-charge pour une crue extrême. Les forages du voile de drainage sont espacés de 4 m


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3.1.4 REMBLAI DE BASE DE LA DIGUE

Une analyse des enjeux environnementaux de la retenue a été menée pour la CAVEM par Biotope en 2015. La présence d’enjeux importants a conduit le maître d'ouvrage à privilégier l’édification du barrage avec des matériaux d’apports (c’est-à-dire sans les emprunter dans la retenue).

Figure 1 : Synthèse des enjeux écologiques (source : [4])

Ce choix a également été dicté par la proximité de l’importante carrière des Grands Caous située à moins de 5 km du site du barrage et localisable sur la carte n°1.

Figure 2 : Carrière des grands Caous


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En dessous de la cote 25m NGF (soit environ les ¾ du volume de la digue), la digue est constituée d’un remblai brut d’abattage 0/360 mm en provenance de la carrière des Grands Caous. Il s’agit de l’abattage d’Estérellite, roche magmatique caractéristique du massif de l’Estérel.

La granulométrie de ce matériau est présentée sur la figure ci-dessous.

Figure 3 : Granulométrie du brut d’abattage 0/360 mm

La classification GTR du matériau est C2B3. Il est caractérisé par :

une granulométrie bien gradué (CU~30)

une teneur en fines (<80 µm) < 3%

une faible argilosité (VBS ~ 0,2)

La roche constitutive présente d’excellentes caractéristiques :

MDE + LA < 25% (correspondant à la meilleure classe possible de granulats)

Densité moyenne de 2,69

Catégorie CS80 soit une résistance à la compression > 80 Mpa

La qualité de base du matériau couplée à la distribution granulométrique conduira, après un compactage et un arrosage important (plusieurs centaines de litres par m³), à un remblai aux caractéristiques mécaniques élevées avec des tassements attendus après construction particulièrement faibles, probablement inférieurs à 0,5% sur la vie de l’ouvrage (soit environ moins de 10 cm).

Au dessus de la côte 25 m NGF, les sables gravelo-limoneux (0/80 mm) issus des déblais de la fondation sont réemployés. Les granulométries disponibles pour ces matériaux sont présentées ci-dessous. Elles apparaissent relativement homogènes avec une granulométrie étalée et continue qui permettra d’obtenir un remblai de qualité.

Le choix de les utiliser en partie haute est réalisé afin :

d’en limiter le tassement : ces matériaux situés en crête sont soumis à des contraintes faibles qui devraient limiter fortement les tassements après construction,

de ne pas compromettre le caractère drainant de la base du barrage.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10 100 1000

Pourc

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es tam

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cum

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Ouverture des tamis (mm)

TV 0/300

FINES SABLES GRAVIERS CAILLOUX


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Figure 3-4 : Granulométrie des sables limoneux C1B5

Ces matériaux sont caractérisés par :

0,4 < VSB < 0,8 caractéristique d’un sable graveleux silteux peu argileux

17 < %80 µm < 27%

Dmax = 80 mm

Densité humide de l’ordre de 1,9 avec une teneur en eau moyenne de 12% correspondant à un état « m »

Deux essais triaxiaux ont été réalisés sur ces matériaux avec des densités variables (de 1,7 à 1,9). Le bilan est présenté sur le graphique suivant.

Figure 5 : Bilan des essais triaxiaux sur le matériau C1B5

Ils conduisent à retenir en première approche un angle de frottement de 30° et une cohésion de 10 kPa. En pratique, étant donnée la nature du matériau, le compactage à l’optimum en phase chantier devrait conduire à des angles de frottement supérieurs à 35°.

0

10

20

30

40

50

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70

80

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0,01 0,1 1 10 100 1000

Po

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Ouverture des tamis (mm)

SC1 , prof=0-1,5m SC1 , prof=1,5-3m SC2, prof=2-3m

FINES SABLES GRAVIERS CAILLOUX


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3.1.5 DISPOSITIF D’ETANCHEITE PAR GEOMEMBRANE (DEG)

L’étanchéité du barrage est assurée par un DEG, mis en place sur le parement amont. La figure suivante présente les différentes couches constituant le DEG.

Figure 6 : Constitution du DEG

Le DEG, de 4400 m2 de surface, est constitué de sept couches, de l’intérieur vers la surface :

Une couche de matériaux 0/31,5 mm de 0,35 m d’épaisseur qui permet d’obtenir une surface plane pour faciliter la pose de la géomembrane et limiter le risque de poinçonnement de la membrane,

une couche accroche-terre afin d’améliorer l’angle de frottement à l’interface,

un géotextile de support protégeant la membrane étanche contre les perforations,

une membrane PVC de plus de 3 mm d’épaisseur assurant l’étanchéité,

un second géotextile,

un second accroche-terre,

une seconde couche de protection de matériaux 0/31.5 mm.

La membrane PVC, les géotextiles et les accroches-terre sont solidarisés en usine.

L’ancrage de la membrane en crête est assuré par une clé d’ancrage.

En pied de talus, le DEG se raccorde à une plinthe en béton armé fondée au rocher sain suivant les dispositions présentées sur la figure suivante.

Figure 7 : Détail du raccord de la membrane avec la plinthe

3.1.6 SYSTEME DE DRAINAGE

Le drainage des eaux d’infiltration est assuré par :

un drain incliné 20/80 mm de 0,9 m d’épaisseur situé sous le DEG,

un massif drainant en pied de talus amont,


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deux cordons drainants, l’un en rive gauche le long de la conduite de vidange et l’autre en rive droite qui permettent d’acheminer les eaux d’infiltration collectées vers l’aval du barrage,

un voile de drainage en fondation ayant pour exutoire le massif drainant de pied de talus amont.

Le système de drainage a pour vocation de collecter les eaux en provenance de la fondation et potentiellement au travers du masque en cas de défaillance (défaut de soudure, défaut de raccordement).

3.1.7 TABLEAU RECAPITULATIF

Les caractéristiques géométriques et les fonctions des composants de la digue sont précisées dans le tableau suivant.


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Composant Caractéristiques Fonction

Remblai de base de la digue

0/360 mm pour Z < 25 m NGF

0/80 mm pour > 25 m NGF

Fruit moyen du talus amont : 2,125 H/1V (en prenant en compte la risberme)

Fruit du talus aval : 1,8H/1V

Longueur en crête : 190 m

Largeur maximale à la base : 70 m

Cote de crête : 31 m NGF

Assurer la stabilité de la digue

Dispositif d’Etanchéité par Géomembrane (DEG)

Caractéristiques principales :

Cote de crête : 30,5 m NGF Assurer l’étanchéité de la digue

Couche de forme

Classe granulaire : 0/31,5 mm

Epaisseur : 0,35 m

Aplanir la surface de pose de la membrane, protéger la membrane du poinçonnement

Accroche-terre

Un accroche-terre de part et d’autre du complexe membrane/géotextiles

Augmenter l’angle de frottement à l’interface membrane / remblai

Géotextile de protection

Un géotextile de part et d’autre de la membrane

Protéger la géomembrane de la perforation

Membrane

Matière : PVC

Epaisseur : > 3 mm

Assurer l’étanchéité de la digue

Couche de protection

Classe granulaire : 0/31,5 mm

Epaisseur : 0,35 m

Protéger la membrane du poinçonnement lors du remblaiement de l’amont

Rip-rap

Emplacement : talus amont

Cote min : 25 m NGF

Cote max : 31 m NGF

Blocométrie : 10/50 kg

Epaisseur : 0,5 m

Fruit : 2,0H/1V

Protéger la digue de l’érosion externe provoquée par les écoulements en crue

Recharge amont

Emplacement : talus amont

Cote max : 25 m NGF

Epaisseur : 1,5 m

Assurer la stabilité du DEG

Drain incliné sous le DEG

Classe granulaire : 20/80 mm Fruit du drain incliné : 2,0H/1V Cote de crête : 31 m NGF

Drainer les infiltrations et abaisser la piézométrie dans le remblai en cas de défaillance du DEG


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Composant Caractéristiques Fonction

Cordons drainant amont-aval

Classe granulaire : 20/80 mm

Longueur du cordon en rive gauche : 62 m

Longueur du cordon en rive droite : 47 m

Drainer les infiltrations et abaisser la piézométrie dans le remblai et la fondation en cas de défaillance du DEG

Plinthe en béton armé

Emplacement : pied de talus amont

Epaisseur : 0,5 m

Largeur : 5 m

Permettre l’ancrage de la membrane en pied de talus amont et assurer la continuité de l’étanchéité entre le DEG et le rideau d’injection

Rideau d’injection

Emplacement : fondation, sous la plinthe

Profondeur : 5 à 10 m

Espacement : 2,5 m

Assurer une très faible perméabilité en fondation

Voile de drainage

Emplacement ; fondation, en aval du rideau d’injection

Profondeur : 6 m

Espacement : 4 m

Capter les écoulements résiduels, réduire les gradients hydrauliques dans la fondation

Piste

Emplacement : crête

Largeur : 4 m

Epaisseur : 0.5 m

Circuler en crête par tout temps

Parement en pierres appareillées

Emplacement : talus aval

Epaisseur : 0.5 m

Protéger contre l’érosion et le ravinement

Prévenir les terriers de fouisseurs

Tableau 13 : Caractéristiques des composants de la digue

3.2 EVACUATEUR DE CRUES

3.2.1 PRESENTATION GENERALE

L’évacuateur de crues est présenté sur le plan 10-05. Il est fondé au rocher sur le versant en rive gauche du barrage avec d’amont vers aval :

un entonnement suivi :

d’un seuil libre de type Creager à la cote 28,75 NGF pour la solution de base,

d’un seuil libre plat à la cote 27,50 surmonté de hausses fusibles déversant à la cote 28,75 pour la solution alternative.

un coursier achevé par un saut de ski à la cote 18,0 NGF,

un bassin de réception dont le fond se situe à la cote 15,0 NGF.

Les spécificités du bassin de réception et des six plots constituant l’évacuateur de crues sont résumées dans le tableau suivant.


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géométrie Spécificité

Plot 1 Largeur intérieure = 10 m

Fruit extérieur à 1H/10V

Voile en retour en rive gauche et bêche amont dans le rocher pour assurer l’étanchéité

Entonnement profilé

Béton de rattrapage sous la semelle

Garde-corps en crête

Fruit sur parements extérieurs pour assurer un bon compactage du remblai de la digue à l’interface

Plot 2

Largeur intérieure = 10 m

Seuil Creager :

Niveau déversant = 28,75 NGF

Pelle : 1,25 m

Hausses fusibles :

Niveau déversant = 28,75 NGF

Hauteur : 1,25 m

Plot courbe


Solution de base : seuil Creager

Solution alternative : hausses fusibles

Parements extérieurs verticaux

Plots 3 et 4

Largeur intérieure : convergente, de 10 m à 8 m

Pente = 17 °

Plots convergents

Béton poreux drainant sous le radier

Garde-corps en crête assuré par les bajoyers


Plot 5 Largeur intérieure = 8 m

Pente = 17 °

Plot droit

Béton poreux drainant sous le radier

Garde-corps en crête assuré par les bajoyers

Ancrage au rocher


Plot 6

Saut de ski :

Rayon = 3 m

Angle de sortie = 30°

Rampant :

Pente = 2H/1V°

Saut de ski

Rampant en béton armé en aval du saut de ski


Bêche aval et ancrage au rocher

Voiles en retour en rive droite et en rive gauche à l’extrémité de la cuillère pour soutenir les talus et prévenir leur érosion

Raccordement au bassin de dissipation

Bassin de dissipation

Fond du bassin = 15 m NGF

Volume d’eau en crue

exceptionnelle ≈ 1000 m3

Volume d’eau en crue extrême ≈

2000 m3

Enrochements bétonnés sur les talus sous la cote 18,0 NGF

Tableau 14 : Caractéristiques de l’évacuateur de crues


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3.2.2 SEUIL DE L’EVACUATEUR

3.2.2.1 Seuil libre de type Creager

Le déversoir de type Creager est un déversoir à seuil épais dont le profil est étudié pour ne produire ni sous-pression ni surpression sur le parement du seuil pour une charge déterminée correspondant à la crue exceptionnelle (T = 1000 ans). Afin d’assurer sa stabilité, le seuil est solidaire du radier du plot n°2.

Figure 8 : Seuil libre de type Creager

3.2.2.2 Variante hausse

L’utilisation de hausses fusibles à la place d’un seuil fixe de type Creager permet de limiter la cote des PHE à 29,0 NGF. Deux hausses indépendantes de 1,25 m de haut et de 5 m de large sont juxtaposées sur un seuil plat à la cote 27,50, fixant la cote de déversement à 28,75 NGF.

Des hausses simples sont préférées à des hausses labyrinthe pour des raisons de coût, la longueur déversante est donc inchangée par rapport à la solution de base (10 m).

Figure 9 : Hausses-fusibles


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Le principe de fonctionnement d’une hausse fusible est le suivant :

Pour un niveau d’eau inférieur au niveau de basculement de la hausse, l’eau ne pénètre pas ou peu dans l’entonnoir. Les faibles venues d’eau dans l’entonnoir sont évacuées par une purge située en aval de la chambre de mise en charge. Une butée à l’aval ainsi que le lest permet à la hausse fusible de ne rester stable sous la poussée de l’eau :

Lors d’une crue importante, le niveau de l’eau dépasse le sommet de l’entonnoir et alimente la chambre de mise en charge. La purge étant saturée, la pleine sous-pression s’établit dans cette chambre, provoquant le basculement de la hausse.

Au fur et à mesure de la montée des eaux, les hausses fusibles basculent les unes après les autres. Leur cote de basculement est réglée par la hauteur de leur puits.

3.2.3 COURSIER

L’axe du coursier a été choisi afin d’obtenir une pente suffisamment forte pour obtenir des vitesses d’écoulement compatibles avec le saut de ski tout en éloignant le bassin de réception du pied aval du barrage.

Le coursier est constitué de trois plots en béton armé (plots n°3,4 et 5). Pour chacun des plots, une couche de béton de rattrapage permettra de rattraper les irrégularités du fond de fouille rocheux après terrassement (inévitable pour un terrassement dans un rocher sous forme de dalles). Le plot le plus en aval est ancré au rocher afin d’améliorer sa stabilité vis-à-vis du soulèvement dans un secteur susceptible d’être soumis à des pressions dynamiques ou statiques. L’étanchéité entre les plots est assurée par des joints de type waterstop continus. Des bèches et contre-bèches entre les plots permettent de limiter le risque de soulèvement.


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La convergence du coursier (de 10 m à 8 m de largeur) permet d’accélérer l’écoulement et de mieux répartir le jet après le saut à ski : la zone de dissipation de l’énergie dans le bassin de réception est plus étalée, évitant ainsi une érosion localisée de ce dernier. La largeur minimale du coursier est de 8m afin d’éviter le risque d’embâcles.

La Figure 10 présente :

le profil en long du radier de l’évacuateur de crues et des bajoyers,

les lignes d’eau dans le coursier pour la crue exceptionnelle (T = 1000 ans) et pour la crue extrême (T = 10 000 ans),

les vitesses atteintes par l’écoulement sur le coursier pour ces mêmes crues.

Comme le montre cette figure, l’écoulement atteint une vitesse maximale de 11 m/s pour la crue exceptionnelle et 14m/s pour la crue extrême. De telles vitesses permettent un « décollage » de la lame d’eau sur le saut de ski (amorce du saut de ski).

La hauteur des bajoyers est dimensionnée de manière à :

disposer d’une revanche par rapport à la charge hydraulique (h+v²/2g) dans le coursier (selon la formule proposée par l’USBR),

assurer la fonction de soutènement des remblais attenants,

assurer partiellement la fonction de garde-corps vis-à-vis du risque de chute de personne dans le coursier,

éviter la chute de blocs dans le coursier.

Au niveau de la crête, des gardes corps surmontent les bajoyers. En aval du coursier, la faible hauteur de lame d’eau et la cote des remblais attenants permettent de diminuer la hauteur des bajoyers.

Figure 10 : Ligne d’eau et vitesse de l’écoulement sur le coursier (solution de base)

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ligne d'eau Q1000 ligne d'eau Q10000 EVC Vitesse Q1000 Vitesse Q10000


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Figure 11 : Ligne d’eau et vitesse de l’écoulement sur le coursier (variante hausses)

3.2.4 REMBLAIS ATTENANTS

Le fruit extérieur au droit du plot amont permet de réaliser un compactage efficace des remblais attenants et de garantir ainsi un bon compactage au droit de cette interface.

Les remblais attenants du coursier sont arasés 1,10 m sous le niveau des bajoyers afin d’assurer une fonction de garde-corps tout en prévenant la chute de pierres dans le coursier.

3.2.5 SAUT DE SKI

Le saut de ski en bout de coursier permet de dissiper l’énergie de l’écoulement dans l’air et dans le bassin de réception tout en éloignant la zone de dissipation du pied de talus du barrage. Pour une même énergie dissipée, la longueur du bassin de dissipation du saut de ski est réduite par rapport à un bassin à ressaut. Les vérifications présentées ci après s’appliquent pour les deux solutions étudiées.

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)

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Figure 12 : Saut de ski et bassin de réception

Le saut de ski présente un rayon de 3m et un angle de sortie de 30° par rapport à l’horizontale. Les bajoyers s’arrêtent au droit du saut de ski, afin de permettre une aération efficace du jet.

En aval du saut de ski, un rampant en béton armé (ancré au rocher par des ancrages forés et par une bêche en pied) permet de protéger le massif supportant la cuillère de l’érosion.

Les caractéristiques géométriques retenues permettent :

d’éviter un fonctionnement noyé de la cuillère :

Conformément aux recommandations de l’USACE2, la hauteur h entre l’extrémité du saut de ski et le fond de la cuillère doit être supérieure à la hauteur hmin définie sur la Figure 13. Elle dépend de la lame d’eau et de la géométrie du saut de ski.

Figure 13 : Paramètres d’un saut de ski (source : 0)

De dévier intégralement l’écoulement

2 HYDRAULIC DESIGN OF SPILLWAYS, USACE, 1990


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Les recommandations de l’USACE suggèrent que le rayon R du saut de ski soit au moins quatre fois supérieur à la lame d’eau en pied de coursier.

Lame d’eau en pied de coursier pour la crue extrême

Rayon minimum recommandé

Solution de base 0,40 m 4 × 0,4 = 1,6 m

Variante hausses 0,54 m 4 × 0,54 = 2,2 m

Le rayon du saut de ski est de 3 m soit une valeur supérieure au minimum recommandé pour les deux variantes étudiées. L’abaque d’Orlov (1974) présenté en Figure 14 confirme que dans de telles conditions, l’angle de sortie du jet αb est très proche de l’angle du saut de ski βb.


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Figure 14 : Rapport entre l’angle de sortie du jet et l’angle du saut de ski (abaque d’Orlov)

D’obtenir un angle d’incidence du jet dans le bassin de dissipation supérieur à 30° évitant au jet une incidence trop horizontale susceptible de générer des vagues en surface potentiellement agressives pour les berges du bassin.

Comme vu au point précédent, l’angle de sortie du jet est égal à l’angle du saut de ski soit 30°. L’étude de la trajectoire simplifiée du jet, parabolique, démontre que pour un point d’impact situé plus bas que le saut de ski, l’angle d’incidence est supérieur à 30°.

D’éviter que le niveau de l’eau en aval ne conduise à l’ennoiement de la cuillère.

Le calage de la cuillère à la cote 18 m NGF est basé sur l’hypothèse que le niveau aval ne dépasse pas 18 m NGF pour la crue extrême.

Q10000-variante hausses

Q10000-seuil fixe


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3.2.6 BASSIN DE RECEPTION

Le bassin de dissipation est commun à l’évacuateur et à la galerie de fond. Il est à terrasser pour partie dans le rocher du versant et pour partie dans le remblai du site. Le fond du bassin est calé à la cote du fond du vallon des Crottes (15 m NGF). La longueur du bassin est d’environ 30 m depuis la sortie de la galerie et 25 m depuis l’extrémité de l’évacuateur. Les talus du bassin présentent des pentes douces (3H/1V). Ils sont revêtus de gros enrochements jusqu’à la cote 18 m NGF soigneusement appareillés puis maçonnés. Ces enrochements comprennent une bêche ancrée au rocher. Le fond du bassin, au rocher, n’est pas revêtu.

Dans les tableaux ci-dessous, les taux de dissipations du bassin sont détaillés pour les crues exceptionnelle et extrême. La puissance en pied de coursier est surestimée car le calcul néglige la puissance dissipée sur le coursier et dans l’air. Les niveaux d’eau aval considérés pour les crues exceptionnelle et extrême sont respectivement 17 NGF et 18 NGF.

Période de retour

Volume bassin Puissance pertuis de

fond

Puissance évacuateur de

crues

Taux de dissipation du

bassin

100 ans ~500 m3 700 KW 0 KW 1,4 KW/m3

1000 ans ~1000 m3 800 KW 1700 KW 2,5 kW/m3

10 000 ans ~2000 m3 900 KW 5600 kW 3,3 kW/m3

Figure 15 : Taux de dissipation du bassin de réception (solution de base)

Période de retour

Volume bassin Puissance pertuis de

fond

Puissance évacuateur de

crues

Taux de dissipation du

bassin

100 ans ~500 m3 700 KW 0 KW 1,4 KW/m3

1000 ans ~1000 m3 800 KW 3600 KW 4,4 kW/m3

10 000 ans ~2000 m3 900 KW 7300 kW 4,1 kW/m3

Figure 16 : Taux de dissipation du bassin de réception (variante hausses)

Les valeurs obtenues sont notablement en retrait de la valeur de 15 kW/m³ généralement admise comme valeur à ne pas dépasser.

Des courants de retour plus ou moins perturbés sont toujours possibles. Pour prévenir toute érosion, le pied du parement aval est protégé par des enrochements jusqu’à la cote 18 m NGF.

Par ailleurs, afin d’éviter tout risque d’affouillement des ouvrages en béton armé, les extrémités aval de l’évacuateur et de l’ouvrage de tête aval comprennent des bêches en béton armé ancrées dans le substratum.


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3.3 PERTUIS DE FOND SOLUTION DE BASE


Le pertuis de fond est une conduite en acier prise dans un ouvrage en béton armé fondé au rocher. Il permet d’évacuer sans dommage les débits issus du Vallon des Crottes. Le débit de sortie est limité à une valeur de l’ordre de 5 m3/s pour les crues courantes par un réducteur de section situé à l’extrémité amont de la conduite, après un raccord rond-carré.

Les caractéristiques géométriques de la galerie sont les suivantes :

Diamètre intérieur : 1200 mm

Longueur : Environ 85 m (incluant les têtes amont et aval).

Fil d’eau amont : 16,5 m NGF

Fil d’eau aval : 15,5 m NGF

Section de contrôle L=1,20m, H=0,47m

Les parements extérieurs présentent un fruit afin de permettre un compactage efficace des remblais attenants.

Le diamètre de la conduite a été choisi afin que cette dernière soit visitable. De plus, un tel diamètre permet au pertuis de fond d’assurer le rôle de dérivation provisoire en phase chantier.

Le plan 10-06 présente :

le profil en long de la galerie avec :

l’ouvrage de tête amont et sa grille anti-embâcles,

la section de contrôle réalisée au moyen d’un réducteur en acier de construction,

la conduite en acier Φ 1200 mm,

l’ouvrage de restitution.

une coupe transversale dans le pertuis de fond avec :

les cavaliers drainants en matériaux 20/80 mm,

la conduite en acier Φ 1200 mm,

l’ouvrage en béton armé contenant la conduite.

3.3.2 PROTECTION CONTRE LES EMBACLES

L’ouvrage de tête comprend une grille en acier galvanisé mécanosoudé en permettant de prévenir l’obturation du pertuis par les embâcles.

La section amont au droit des grilles est d’environ 4 m² (hors barreaux). Elle est environ 6 fois plus importante que la section de contrôle ce qui offre une sécurité confortable vis-à-vis du risque d’obturation de la grille (une grille obturée à 80 % permet encore d’évacuer le débit recherché)

3.3.3 REDUCTEUR DE SECTION

Le réducteur de section est réalisé en acier galvanisé mécanosoudé boulonné sur le génie civil de la galerie. En obturant la partie haute de la galerie, il limite la section d’écoulement à environ 0,6 m² (1,2m x 0,47m). Cette réduction permet de limiter le débit à 5 m³/s.

3.4 PERTUIS DE FOND SOLUTION VARIANTE

Afin de limiter les incidences en terme de continuité écologique, une variante de pertuis a été étudiée afin de limiter la longueur de ce dernier.


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Les caractéristiques hydrauliques de ce dernier sont similaires, avec notamment une pente d’écoulement identique et une section de contrôle amont de même dimension.


Le pertuis de fond est constitué par un cadre en béton armé fondé au rocher sur une longueur de 20 m. Il est prolongé en amont et en aval par des U en béton qui assurent le soutènement des remblais.

Afin de limiter les quantités de béton nécessaires pour assurer le soutènement de près de 10 m de remblais, ces U sont munis de butons.

Le débit de sortie est limité à une valeur de l’ordre de 5 m3/s pour les crues courantes par un réducteur de section situé à l’extrémité amont de la conduite.

Les caractéristiques géométriques de la galerie sont les suivantes :

Hauteur : 2,5 m intérieur

Largeur : 5 m intérieur

Longueur du cadre : 20 m (incluant les têtes amont et aval).

Fil d’eau amont : 16,5 m NGF

Fil d’eau aval : 15,5 m NGF

Section de contrôle L=1,20m, H=0,47m

Les parements extérieurs ne présentent pas de fruit. Un géodrain est disposé entre les bajoyers de l’ouvrage et les remblais afin de collecter d’éventuelles infiltrations au droit de reprises de bétonnage sans générer de dommages pour l’ouvrage.

Les dimensions de la conduite permettent au pertuis de fond d’assurer le rôle de dérivation provisoire en phase chantier. Elles permettent également en phase d’exploitation de faire circuler un engin pour aller décolmater la grille du pertuis de fond si nécessaire.

Le plan 10-03_C présente la vue en plan de l’ouvrage avec le pertuis ainsi modifié.

Le plan 10-06_B présente :

le profil en long de l’ouvrage avec :

la grille anti-embâcles,

la section de contrôle réalisée pour partie en béton armé (jusqu’à une ouverture réduite à une section de 1,2x2m) et ajustée au moyen d’un réducteur en acier de construction,

l’ouvrage de restitution.

3.4.2 PROTECTION CONTRE LES EMBACLES

L’ouvrage de tête comprend une grille en acier galvanisé mécanosoudé en permettant de prévenir l’obturation du pertuis par les embâcles. Cette dernière est posée en applique sur le génie civil de la tête.

La section amont au droit des grilles est d’environ 7 m² (hors barreaux). Elle est environ 10 fois plus importante que la section de contrôle ce qui offre une sécurité confortable vis-à-vis du risque d’obturation de la grille (une grille obturée à 80 % permet encore d’évacuer le débit recherché)

3.4.3 REDUCTEUR DE SECTION

Le réducteur de section est réalisé en acier galvanisé mécanosoudé boulonné sur le génie civil de la galerie. En obturant la partie haute de la galerie et ses piedroits, il limite la section d’écoulement à environ 0,6 m² (1,2m x 0,47m). Cette réduction permet de limiter le débit à 5 m³/s.


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3.5 ACCES

L’accès en crête du barrage se fait en rive droite, depuis le boulevard Jacques Baudino. Le pied de talus aval est également desservi par cette même route. L’accès au pied de talus amont est à définir ultérieurement. Il pourra se faire par une rampe en provenance de la crête de rive droite nécessaire en phase chantier qui sera conservée.


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4 CONTEXTE GEOTECHNIQUE

4.1 PRESENTATION DES RECONNAISSANCES

4.1.1 CAMPAGNES DE RECONNAISSANCES GEOTECHNIQUES

Une campagne géotechnique a été réalisée en 2012 par HYDROGEOTECHNIQUE SUD EST dans le cadre des études du barrage.

Les implantations des reconnaissances sont figurées sur le plan 10-01.

Les reconnaissances in-situ ont été les suivantes :

5 sondages carottés (116 mm extérieur) de 6 à 15 ml, notés SC1 à SC5,

4 sondages destructifs avec essais pressiométriques de 10ml, notés PR1 à PR4,

6 essais Lugeon dans les sondages SC1, SC2 et SC3 à une profondeur de 6 à 14 m,

3 profils de panneaux électriques notés PE1 à PE3 de 135 m à 155 m de longueur,

4 profils de sismique réfraction notés PS1 à PS4 de 55 m à 115 m de longueur.

Les échantillons prélevés dans les sondages ont fait l’objet d’essais en laboratoire selon le programme suivant :

Mesures de la teneur en eau naturelle (5)

Analyses granulométriques (5)

Essais au bleu de méthylène (5)

Mesures de densité apparente (5)

Essais de résistance à la compression uniaxiale (3)

Mesures du module d’élasticité sur roche (3)

Essais triaxiaux Cu+u (2)

Les résultats ont fait l’objet d’un rapport d’études géotechniques [1].

En complément, le site a fait l’objet en 2016 d’un levé géologique détaillé par un géologue d’ISL après examen des données disponibles.

4.1.2 RECONNAISSANCES COMPLEMENTAIRES POUR LES PHASES ULTERIEURES

Les études de phases ultérieures s’appuieront, en plus des investigations réalisées à ce jour, sur les investigations complémentaires définies dans le rapport « Acquisition de données complémentaires » [3] :

3 sondages carottés SC6, SC7 et SC8,

4 essais Lugeon,

4 essais de résistance à la compression sur les échantillons de roche carottée,

320 m de profil sismique (2 profils : PSA et PSB).

L’objectif de cette campagne de reconnaissances complémentaires est d’apporter des précisions concernant la fondation au droit de la digue, de l’évacuateur de crues et du pertuis de fond.

4.2 CADRE GEOLOGIQUE GENERAL

D’après la carte géologique au 1/50 000 de Fréjus – Cannes (BRGM), le site du barrage de l’Aspé intéresse la couverture permienne du massif ancien de l’Esterel lui même composé de gneiss et de migmatites (cf. figure suivante).


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Formation des Pradineaux (Permien) Dôme coulée de rhyolite fluidale

Coulée du mugéarite (Estérel) Pluton d’estérrellite (Paléogène)

Formation du Mitan (Permien) Filon dolérite (Formation du Mitan)

Figure 17 : Extrait de la carte géologique de Fréjus Cannes au 1/50 000

Les formations permiennes du Mitan (rMi) sont essentiellement détritiques et correspondent au comblement d’un bassin intra-montagneux. L’activité tectonique constante à cette époque provoque la subsidence du bassin avec l’accumulation de séquences sédimentaires granodécroissantes, concomitantes au démantèlement des reliefs avoisinants, essentiellement composés de massifs rhyolitiques. Ces formations sont caractéristiques d’un réseau fluviatile chenalisant à méandriforme, avec des séries :

Grossières ; grès, micro-conglomérats et conglomérats,

Fines ; pélites et argiles.

Des formations volcaniques sont intercalées à divers niveaux de cet ensemble sédimentaire :

tantôt acides (rhyolites de l’Esterel) cantonnées à la partie inférieure de la série ; marquant la ligne de crête au Sud de l’aménagement ;

tantôt basiques (dolérites) dans les niveaux moyens et supérieurs ; constituant des filons intrusifs, dont l’un marque le relief à l’aval direct du site (au droit du pont de la Garonne) ;

et de fins niveaux de cinérites rencontrés dans la stratification (retombées de cendres suite à une éruption volcanique).

En queue de retenue, se situe la limite ouest du pluton d’estérellite (microdiorite quartzique porphyrique riche en phénocristaux de plagioclases zonés ; le « porphyre bleu » dont le toit a provoqué le bombement des terrains encaissants permiens.


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4.3 SISMICITE

4.3.1 ZONAGE SISMIQUE

D’après le nouveau zonage sismique de la France (entrée en vigueur le 1er mai 2011), la commune de Saint Raphaël se trouve en zone 2 de faible sismicité.

Figure 18 : Zonage sismique réglementaire en Provence-Alpes-Côte-d’Azur

4.3.2 NIVEAUX D’ETUDES RECOMMANDES

Le projet correspond à un barrage en remblais de classe C en zone 2 (faible sismicité).

Les recommandations en matière d'études graduées vis-à-vis du séisme sont les suivantes.

Tableau 15 : Recommandations pour les études graduées – barrage en remblai (GT CFBR)

Avec :

: vérification de la conformité aux règles du génie civil

: vérification de la stabilité par méthode pseudo-statique

: vérification complète (stabilité et déplacements irréversibles)

Saint-Raphaël


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Aucun calcul spécifique n’est donc demandé pour un barrage en remblais de classe C sous réserve que les autres règles de dimensionnement s’appliquant à l’ouvrage aient été vérifiées (ce qui est le cas).

4.3.3 VERIFICATION DU RISQUE POTENTIEL DE LIQUEFACTION

La vérification de la sécurité structurale d’un barrage en remblai concerne en priorité la liquéfaction de la fondation.

Le tableau suivant présente les vérifications recommandées par le Comité Français des Barrages Réservoirs (CFBR).

Tableau 16 : Exigence de vérification de l’absence de risque potentiel de liquéfaction – barrage en

remblais (GT CFBR)

Au titre réglementaire, aucune vérification n’est nécessaire pour le projet du barrage de l’Aspé. Dans tous les cas, l’ouvrage ne comprend pas de matériaux liquéfiables et est directement fondé sur le substratum après purge de la couverture.

4.4 COUPES GEOLOGIQUES

Le plan 10-02 présente une coupe géologique rive-rive dans l’axe du barrage déduite des reconnaissances.

Le plan 10-04 présente une coupe géologique amont-aval en fond de vallée déduite des reconnaissances.

Sur ces plans sont figurés :

la topographie du terrain naturel,

le zonage des matériaux selon les investigations (avec le RQD pour le rocher),

la crête du barrage et la cote inférieure du fond de fouille,

les ouvrages en béton armé (pertuis de fond et évacuateur) ainsi que le cordon drainant de rive droite,

le pendage du substratum,

les interfaces entre les différentes classes de vitesse acquises dans le cadre de la géophysique,

le niveau des PHE.

4.5 CADRE GEOLOGIQUE LOCAL

4.5.1 MORPHOLOGIE

Le site présente une dissymétrie du fait de la direction du pendage :

Le relief de la rive droite est doux, plus ou moins dans le sens du pendage.

Celui de la rive gauche est plus raide, avec un pendage qui rentre dans le versant.

Le fond de vallée est occupé par une plateforme remblayée en rive droite et le ruisseau des Crottes, encaissé d’environ 2 m, longeant le pied de versant rive gauche.


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4.5.2 FORMATIONS DE RECOUVREMENT

Les deux versants sont occupés par une couverture colluviale, de nature sablo-limoneuse à blocs de grès, laissant apparaitre ponctuellement le substratum permien.

Le fond de vallée a été comblé par des remblais, de granulométrie plutôt fine, le plus souvent limono-sableux, à blocs erratiques, avec quelques passées uniquement sableuses. De petits enrochements ont été déversés sur le talus sud de la plateforme afin de protéger la berge rive droite du ruisseau des Crottes.

Le lit du ruisseau est majoritairement constitué d’alluvions sableuses, avec localement quelques dalles de grès affleurantes.

L’ensemble de ces formations meubles sont caractérisées par des vitesses sismiques Vp de l’ordre de 500 à 700 m/s.

Le tableau suivant donne les épaisseurs de ces formations au droit de l’ouvrage.

Localisation Sondage Nature Epaisseur (m) Cote NGF

Versant rive gauche

PS3

Colluvions

0,7 à 3,0 -

PS2 0,7 à 1,5 -

SC5 0,9 17,8

Fond de vallée

PS3

Remblais

0,7 à 4,5 -

PS2 0,7 à 3,0 -

PR1 3,0 16,6

SC1 3,0 16,4

SC2 3,9 16,4

SC4 5,8 15,7

Versant rive droite PS1

Colluvions 0,2 à 1,5 -

SC3 0,8 25,5

Tableau 17 : Epaisseur des formations meubles

4.5.3 LITHOLOGIE DU SUBSTRATUM

L’étude des affleurements et des carottes de la campagne de 2011 montre que la formation du Mitan, au droit du site, correspond à une alternance de bancs centimétriques à pluri-décimétriques de différentes lithologies, avec des degrés de cimentation variables :

Grès feldspathiques fins à grossier, à ciment siliceux, de couleur rose rougeâtre, à beige verdâtre,

Micro-conglomérats et conglomérats polygéniques à galets de rhyolite, grès et pélites,

Pélites plus ou moins micacées, de teinte lie de vin,

Fins niveaux de cinérites vert pâle.

Du fait du mode de dépôt fluviatile, des variations de pendage sont observées, avec des niveaux chenalisés et des biseaux sédimentaires.

Les principaux points d’observation à l’affleurement sont reportés sur le plan 10-01. Les photographies suivantes présentent une partie de ces affleurements.


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Alternance grès / pélites / micro-conglomérats Niveau de cinérites dans les grès

Alternance grès / conglomérats Erosion différentielle pélites / grès

Bancs massifs de grès


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Dalles de grès en fond de ruisseau Biseau sédimentaires

Grès sub-affleurants (versant rive gauche) Dolérite (pont de la Garonne en aval)

4.5.4 DISCONTINUITES

Des levés structuraux ont pu être réalisés sur les affleurements rocheux présents au niveau du site, principalement sur la berge rive gauche du ruisseau et sur quelques talus terrassés en rive droite. La figure suivante présente la synthèse de ces mesures. L’axe du barrage est reporté en pointillés noirs.


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Figure 19 : Levé structural Aspé (Canevas de Schmidt – Hémisphère supérieur)

Figure 20 : Synthèse structurale Aspé (Canevas de Schmidt – Hémisphère supérieur)

Les principales familles de discontinuités sont les suivantes :

La stratification S0 présentant une direction moyenne à N160° avec un pendage toujours vers le SW variant de 10 à 25° (en rouge),

La famille A, très bien exprimée, diaclases subverticales à N20° 85°SE, avec un espacement variant de 2 à 60 cm (en vert clair),

La famille B, bien représentée, diaclases à N130° 80°SW, avec un espacement variant de 2 à 50 cm (en bleu),


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La famille C, diaclases à N20° 85°NW, réplique de la famille A avec un pendage dans le sens inverse (en vert foncé),

La famille D, diaclases à N105° 85°N (en violet).

Les familles de discontinuités B et C ont des directions amont aval par rapport à l’axe du barrage ; des circulations d’eau seront donc possibles en fondation dans le massif rocheux, nécessitant la réalisation d’un voile d’étanchéité a minima dans la frange du substratum décomprimé.

Aucune discontinuité majeure, de type faille ou zone de cisaillement, n’a été mise en évidence.

Famille A à N20° Famille B à N130°

4.6 CONDITIONS HYDROGEOLOGIQUES DU SITE

Aucune source n’a été mise en évidence sur le site. Le ruisseau était à sec lors des différentes visites réalisées, à l’exception de quelques rares poches d’eau stagnantes. Les niveaux d’eau observés dans les sondages de la campagne de 2011, dont 2 ont été équipés en piézomètres (SC3-PZ et PR1-PZ), mettent en évidence une nappe d’accompagnement du ruisseau, qui s’établit principalement dans les remblais de la plateforme rive droite. Les niveaux mesurés se trouvent tous dans les remblais ou au niveau de l’interface remblais / substratum.

Sondage Niveau d’eau (profondeur

m/TN) Niveau d’eau (altitude m

NGF) Interface meuble / substratum (m

NGF)

SC1 Pas de données Pas de données Remblais / substratum 16,4

SC2 2,7 17,6 Remblais /substratum 16,4

SC3-PZ sec < 10,9 Colluvions / substratum 25,5

SC4 Pas de données Pas de données Remblais /substratum 15,7

SC5 Pas de données Pas de données Colluvions / substratum 17,7

PR1-PZ 1,7 17,9 Remblais /substratum 16,8

PR2 3,1 16,4 Remblais /substratum 16,4

PR3 Pas de données Pas de données Remblais /substratum 19,5 ?

PR4 2,4 17,4 Remblais /substratum 15,3

Tableau 18 : Niveau de la nappe dans les sondages


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Ces niveaux sont cohérents avec ceux mesurés dans les deux puits situés dans l’emprise de la retenue, à proximité de l’habitation. Les niveaux se situent toujours sous le lit du ruisseau :

Puits aval : niveau à 1,7 m/TN le 10/08/16, soit environ 17 m NGF,

Puits amont : niveau à 1,6 m/TN le 10/08/16, soit environ 18 m NGF.

Le substratum rocheux, composé d’une alternance de bancs grès, de micro-conglomérats et de niveaux de pélites et d’argiles présente a priori une faible perméabilité de fissure. Néanmoins, dans sa frange décomprimée et fracturée, les bancs de grès et de micro-conglomérats peuvent constitués des drains préférentiels pour les écoulements.

La présence de traces d’oxydation au droit de certaines diaclases confirme l’existence de circulation d’eau dans le substratum :

jusqu’à 12,8 m NGF pour SC1 en fond de vallée (en pied amont du barrage au droit du rideau d’injection),

jusqu’à 7,8 m NGF pour SC2 en fond de vallée,

jusqu’à 16,7 m NGF pour SC3 en haut de rive droite,

jusqu’à 10,7 m NGF pour SC5 en fond de vallée.

Ces informations conduisent à estimer que des circulations d’eau en fondation entre -4 et -9 m sous la cote de fondation du barrage. Elles ont conduit à fixer à la profondeur des injections à une profondeur de 9,5 m.

4.6.1 PERMEABILITE DU SUBSTRATUM

La perméabilité du substratum a été testée à l’aide de 6 essais type Lugeon.

Les essais ont été effectués à des pressions plus faibles que des essais Lugeon (1 MPa). Cependant, par extrapolation, les absorptions obtenues correspondent à une gamme de 1 à 100 UL, pouvant être associé à une perméabilité de l’ordre de 10-5 à 10-7 m/s dans la gamme de pression testée. Au-delà de 460 kPa, les logs des essais conduisent à estimer qu’il peut y avoir débourrage ou dilatation des fissures et augmentation de la perméabilité d’un ordre de grandeur.

Sondage Profondeur Pression Absorption Lugeon partiel

(UL)

SC1 6 à 7 m 460 kPa 54,0 l/mn/m 93,3

SC1 9 à 10 m 690 kPa 7,4 l/mn/m 8,4

SC1 13 à 14 m 630 kPa 42,9 l/mn/m 46,1

SC2 6 à 7 m 420 kPa 0,6 l/mn/m 1,1

SC2 9 à 10 m 620 kPa 2,2 l/mn/m 2,8

SC3 6 à 7 m 360 kPa 45,9 l/mn/m 99,7

Tableau 19 : Résultats des essais de perméabilité du substratum

Dans les conditions de charge hydraulique apportée par la retenue (de l’ordre de 200 kPa), la plage des valeurs Lugeon partielles varie de 5 à 30 UL. De telles valeurs d’absorption justifient la mise en place d’un rideau d’injection.


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4.6.2 CARACTERISTIQUES MECANIQUES

4 sondages destructifs avec essais pressiométriques de 10ml, notés PR1 à PR4 ont été réalisés. Les caractéristiques mécaniques mesurées confirment l’interprétation des sondages carottés réalisés à proximité (SC1, SC2, S4, SC5) avec :

des pressions limites mesurées toujours supérieures à 5 MPa dans le substratum sain (pression limite de la sonde),

des modules compris entre 90 et 350 MPa.

Par ailleurs, le tableau suivant présente le résultat des essais de compression réalisés sur les carottes.

Figure 21 : Résultats des essais de résistance à la compression sur substratum (source : [1])

Les résistances à la compression sont comprises entre 53 et 67 Mpa.

A l’échelle du projet, le substratum peut donc être considéré comme rigide, indéformable et peu perméable. Il constitue une fondation de qualité pour les ouvrages en béton armé et le remblai.

5 ETUDE DE STABILITE DU BARRAGE

5.1 PREAMBULE

Les études de stabilité ont pour objectif la vérification de la stabilité au glissement de l’ouvrage.

Les calculs ont été réalisés à l’aide de SLOPE/W, un logiciel de calculs de stabilité de pente, développé et distribué par GEO-SLOPE International Ltd, Canada. Le logiciel permet d’utiliser un grand nombre de méthodes : Fellenius, Bishop, Janbu, Spencer, Morgenstern- Price, GLE.

Les calculs ont été réalisés par la méthode de Bishop suivant les recommandations du Comité Français des Barrages et Réservoir (Recommandations pour la justification de la stabilité des barrages et des digues en remblai – Comité Français des Barrages et Réservoirs – 2015).

5.2 CARACTERISTIQUES MECANIQUES

La digue est constituée de matériaux d’abattage de carrière (0/360 mm classé C2B3) et de sable gravelo-limoneux (0/80 mm classé C1B5).

Le tableau suivant propose des estimations des angles de frottement pour le matériau d’abattage 0/360 mm.


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Tableau 20 : Influence des caractéristiques physique d’un matériau sur l’angle de frottement

L’ensemble des matériaux mis en œuvre dans le corps du barrage peuvent être considérés comme compacts (+6°), aigus (+1°), fin à grossiers (+0 à +2°) et à granulométrie uniforme à étalée (-3 à +3°) ce qui conduit à une fourchette de 42 à 47°. Une valeur prudente de 40° est retenue pour le matériau C2B3.

Pour le matériau C1B5 du site, les valeurs retenues sont déduites des essais triaxiaux :

Angle de frottement de 30°

Cohésion de 10 kPa

La densité des matériaux est estimée à 20 kN/m³ sur la base de littérature relative au barrage en enrochements et des essais réalisés sur les C1B5.

Le tableau ci-dessous récapitule les valeurs caractéristiques retenues pour les différents matériaux.

Tableau 21 : Caractéristiques nominales des matériaux

5.3 SITUATIONS DE PROJET

Les recommandations du Comité Français des Barrages Réservoirs (CFBR) sur les barrages en remblai préconise de réduire les caractéristiques mécaniques nominales des matériaux en divisant les valeurs des paramètres mécaniques par des coefficients partiels, dont les valeurs dépendent de la probabilité de la situation considérée (situation normale d’exploitation, situation exceptionnelle de crue, situation accidentelle).

Le tableau suivant présente les situations considérées et les coefficients partiels appliqués d’après les recommandations du CFBR sur les barrages en remblai ainsi que le facteur de sécurité recherché.

Matériau c' (kPa) Φ' (°) ϒ (kN/m3)

brut d'abattage 0/360 0 40 20

C1B5 10 30 20


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Situation Situation exceptionnelle de crue Situation normale

Talus concerné Talus aval Talus amont et aval

Description Retenue au niveau des PHE

Niveau aval à 21,0 Hors période de crue

Coefficients partiels sur la tangente de l’angle de frottement et la cohésion

1,10 1,25

Coefficient partiel sur la surcharge

1,30 1,30

Coefficient de modèle minimal

1,20 1,20

Tableau 22 : Coefficients partiels et facteurs de sécurité recherché

Les niveaux d’eau dans la retenue et en aval sont estimés par modélisation hydraulique.

Seul le poids des terres est considéré comme une charge permanente

Une surcharge verticale uniforme de 10 kN/m2 est appliquée sur toute la largeur de la crête, pour toutes les situations de projet considérées.

Le tableau suivant présente les caractéristiques réduites des matériaux pour les situations étudiées.

Tableau 23 : Caractéristiques réduites des matériaux

5.4 RESULTATS DES CALCULS DE STABILITE

5.4.1 LECTURE DES FIGURES DE STABILITE

Sur les figures de stabilité présentées dans la partie suivante, le cercle de glissement le plus défavorable est tracé en blanc. Le coefficient de modèle FSmin associé à ce mécanisme de rupture figure sur la grille rouge. Le code couleur des cercles de rupture est le suivant :

En rouge, les cercles ayant un coefficient de modèle compris entre FSmin et FSmin +0,1

En bleu, les cercles ayant un coefficient de modèle compris entre FSmin +0,1 et FSmin +0,2

En vert, les cercles ayant un coefficient de modèle compris entre FSmin +0,2 et FSmin +0,3

5.4.2 RESULTATS DES CALCULS EN SITUATION EXCEPTIONNELLE DE CRUE

Stabilité du talus aval :

Situation normale d'exploitation


brut d'abattage 0/360 0 33,9 20

C1B5 8 24,8 20

Situation exceptionelle de crue


brut d'abattage 0/360 0,0 37,3 20

C1B5 9,1 27,7 20


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Les cercles de glissement du talus côté aval et le coefficient de modèle associé le plus défavorable sont présentés sur la figure suivante.

Figure 22 : Cercle de glissement et facteur de sécurité du talus aval en situation exceptionnelle de crue (FS=1.49)

Le coefficient minima de modèle est de 1,49. Il est supérieur à la valeur préconisée par le CFBR (>1,2 en situation exceptionnelle de crue) avec une marge de sécurité confortable.


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5.4.3 RESULTATS DES CALCULS EN SITUATION NORMALE D’EXPLOITATION

Stabilité du talus amont :

Les cercles de glissement du talus côté amont et le coefficient de modèle associé le plus défavorable sont présentés sur la figure suivante.

Figure 23 : Cercle de glissement et facteur de sécurité du talus amont en situation normale d’exploitation (FS= 1.40)

Le coefficient minima de modèle est de 1,40. Il est supérieur à la valeur préconisée par le CFBR (>1,2 en situation normale d’exploitation) avec une marge de sécurité confortable.


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Stabilité du talus coté aval :

Les cercles de glissement du talus côté aval et le coefficient de modèle associé le plus défavorable sont présentés sur la figure suivante.

Figure 24 : Cercle de glissement et facteur de sécurité du talus aval en situation normale d’exploitation (FS= 1.33)

Le coefficient minima de modèle est de 1,33. Il est supérieur à la valeur préconisée par le CFBR (>1,2 en situation exceptionnelle de crue).


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6 ENTRETIEN ET SURVEILLANCE

Le tableau suivant résume les obligations réglementaires pour un barrage de classe C.

Classe C

EDD Tous les 20 ans

Rapport de surveillance Tous les 5 ans

Rapport d’auscultation Tous les 5 ans

Visite technique approfondie

Tous les 5 ans

ET

Evolution susceptible de provoquer un endommagement

Accord du préfet pour première mise en eau Non

Tableau 24 : Obligations réglementaires

Les consignes écrites de surveillance du barrage restent à établir.


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7 ESTIMATION DU MONTANT DES TRAVAUX

Un détail estimatif des travaux de construction du barrage a été réalisé au stade AVP.

Le coût des travaux a été estimé à partir :

de métrés réalisés sur les coupes-type et appliqués sur un certain linéaire,

de prix unitaires établis à partir de marchés de travaux récents,

un devis préliminaire communiqué par la carrière des Caous pour la fourniture du matériau 0/360 et les matériaux criblés concassés,

de travaux généraux estimés à 10 % de la masse des travaux,

d’un poste « aléas et non métrés » représentant 20 % de la masse des travaux (y compris les travaux préparatoires).

Il prend en compte la disponibilité de surfaces de stockage provisoire à proximité immédiate de l’ouvrage pour assurer les installations de chantier et le stockage temporaire des déblais qui seront réemployés (environ 17 000 m³).

Le détail estimatif est présenté dans les pages suivantes. Il inclut notamment la réalisation des aménagements paysagers. Le montant des travaux estimé est à 3,7 millions d’euros H.T pour la solution de base.

Il convient d’ajouter à ce montant :

Dans l’hypothèse où les contraintes foncières et/ou environnementales viendraient à limiter fortement la possibilité d’organiser un stockage sur site, la possibilité d’utiliser un stock provisoire au niveau de la carrière est envisageable. La distance entre la carrière et le site est de 7 km ce qui pourrait constituer un surcoût pour l’opération de l’ordre de 200 k€.

Pour la variante hausses fusibles, il convient d’ajouter un montant de l’ordre de 200 k€.

Pour la variante au niveau du pertuis de fond, il convient d’ajouter 390 k€. Ce montant inclut les moins values sur les fournitures du pertuis initial, les quantités liées au nouveau pertuis et intègre un surcoût sur la mise en œuvre des remblais qui se voit compliquée par l’absence de circulation rive/rive sur une partie du pertuis.

Le montant total de l’opération atteint alors 4,5 millions d’euros H.T.

Pour information, tel qu’il est défini dans le présent AVP, le barrage permet d’atteindre l’efficacité hydraulique recherchée dans le Schéma Directeur (qui prévoyait un barrage de l’Aspé moins important complété par le barrage des Crottes amont). Le cout cumulé de ces deux ouvrages avait été estimé à 4,6 millions d’euros H.T. dans le cadre du Schéma Directeur.


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Prix Produits

Poste Désignation de la nature de l'ouvrage U Qtés unitaires

(€ H.T) (€ H.T)

1 TRAVAUX PREPARATOIRES ET TRAVAUX GENERAUX

1-1 Installation générale et repliement de chantier, études d'éxécution fft 1 200 000,0 200 000

1-2 Dérivation provisoire fft 1 80 000,0 80 000

TOTAL SERIE 1 280 000

Prix Produits


(€ H.T) (€ H.T)

2 DIGUE

2-1 Décapage et mise en dépôt de la terre végétale m² 10 000 1,5 15 000

2-2 Déblais meubles dans l'emprise de l'ouvrage m3

16 000 5 80 000

2-3 Déblais rocheux dans l'emprise de l'ouvrage m3

2 000 20 40 000

2-4 Evacuation de déblais en carrière m3

12 000 18 216 000

2-5 Fourniture et mise en œuvre remblai 0/360 mm m3

30 000 25 750 000

2-6 Mise en œuvre remblai C1B5 m3

11 000 5 55 000

2-7 Fourniture et mise en œuvre drain 20/80 mm m3

6 600 40 264 000

2-8 Mise en œuvre recharge en amont du DEG m3

5 900 5,0 29 500

2-9 Dispositif d'étanchéité par géomembranne m2

4 900 15,0 73 500

2-10 Fourniture et mise en œuvre remblai 0/31.5 mm m3

3 700 22 81 400

2-11 Fourniture et mise en œuvre rip-rap 10/50 kg m3

1 400 40 56 000

TOTAL SERIE 2 1 660 400

Prix Produits


(€ H.T) (€ H.T)

3 GALERIE DE FOND

3-1 Béton A (propreté ou rattrapage) m3

110 180,0 19 800

3-2 Béton B m3

160 200,0 32 000

3-3 Armatures kg 10 200 1,5 15 300

3-4 Coffrage m² 400 50,0 20 000

3-5 Conduite acier + rond carré kg 23 000 3,5 80 500

3-6 Grille métallique amont + réducteur de section kg 2 400 7,5 18 000



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Prix Produits


(€ H.T) (€ H.T)

4 EVACUATEUR DE CRUES

4-1 Décapage et mise en dépôt de la terre végétale m² 3 600 1,5 5 400

4-2 Déblais meubles dans l'emprise de l'ouvrage m3

8 000 5 40 000

4-3 Déblais rocheux dans l'emprise de l'ouvrage m3

4 000 20 80 000

4-4 Béton A (propreté ou rattrapage) m3

350 180,0 63 000

4-5 Béton B m3

670 200,0 134 000

4-6 Armatures kg 45 000 1,5 67 500

4-7 Coffrage m² 1 300 50,0 65 000

4-8 Opération unitaire pour forage et scellement des ancrages u 62 50,0 3 100

4-9 Opération linéaire pour forage et scellement des ancrages ml 190 100,0 19 000

4-10 Garde corps métallique ml 22 200 4 400

4-11 Mise en œuvre des remblais attenant m3

640 5 3 200

4-12 Enrochements bétonnés m3

830 80,0 66 400


Prix Produits


(€ H.T) (€ H.T)

5 DRAINAGE ET INJECTION

5-1 Béton B (plinthe) m3

490 200,0 98 000

5-2 Armatures (plinthe) kg 38 600 1,5 57 900

5-3 Mise en station et équipement forage de drainage (e=4m, l=6m) unité 31 250,0 7 750

5-4 Forage de drainage et équipement ml 190 80,0 15 200

5-5 Mise en station et équipement forage d'injection (e=2,5m, l=5 à 10m) unité 106 250,0 26 500

5-6 Forage d'injection et équipement ml 850 80,0 68 000

5-7 Coulis m³ 43 750,0 32 250


Prix Produits


(€ H.T) (€ H.T)

6 AMENAGEMENTS PAYSAGERS

6-1 Blocs appareillés du parament aval m3

1 980 60,0 118 800



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8 DUREE DES TRAVAUX

Les expériences récentes sur des chantiers similaires conduisent à estimer la durée des travaux de l’ordre de 10 mois (hors préparation).

La durée minimale de la période de préparation est estimée à 2 mois.

1 TRAVAUX PREPARATOIRES ET TRAVAUX GENERAUX 280 000

2 DIGUE 1 660 400

3 GALERIE DE FOND 185 600

4 EVACUATEUR DE CRUES 551 000

5 DRAINAGE ET INJECTION 305 600

6 AMENAGEMENTS PAYSAGERS 118 800

7 ALEA ET NON METRES (20%) 621 000

Total € H.T. 3 722 400

TVA 20 % 744 480

Total € T.T.C. 4 466 880


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ANNEXE 1 DONNEES GEOTECHNIQUES


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ANNEXE page 2 sur 2

ANNEXE 2 PLANS ET CARTES

Documents

D’AUTORISATION - Var · des vies humaines et/ou des structures d’habitations et d’entreprises. Face à ce constat, la CAVEM (Communauté d’Agglomération Var Estérel Méditerranée)