Etude de DANGERS du barrage de DARDENNES - Volets B et C

TRACTEBEL ENGINEERING S.A. AGENCE DE LYON Tour Part-Dieu – 129, rue Servient – 69326 Lyon CEDEX 3 - FRANCE tél. +33 4 78 63 69 25 - fax +33 4 78 63 69 29 [email protected] www.tractebel-engineering-gdfsuez.com

ref. FRA.2011.019

Entité SCP - Service Hydraulique et Ouvrages

“”

Client : Ville de Toulon

Projet : Barrage de Dardennes – Mise en sécurité

Objet : ETUDE DE DANGERS

Volet B (Etat conforté)

Volet C (Etat conforté et mise à niveau de l’évacuateur de crues)

Résumé Non Technique

RAPPORT FINAL

02 30/03/2017 Prise en compte remarques VI 2016

C.CASTEIGTS M. RECOULY

01 19/02/2015 Première émission C.CASTEIGTS B. GRAWITZ

REV. DATE SUJET DE LA REVISION STAT. REDACTION VERIFICATION APPROBATION

TRACTEBEL ENGINEERING S.A. – Registered Office: Le Delage – 5, rue du 19 mars 1962 – 92622 Gennevilliers CEDEX - FRANCE with a capital of 3 355 000 euros – R.C.S. Nanterre B 309 103 877 – SIREN 309 103 877 – VAT: FR 82 309 103 877 – APE 7112B

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SCP

Etude de DANGERS du barrage de DARDENNES - Volets B et C - RNT- rév 2 Ed. 29/03/2017 PAGE 2/70

FICHE DE SUIVI DE DOSSIER TECHNIQUE

Emetteur : Département Grands ouvrages et gestion des Bassins versants

Référence : FRA.2011.019

Barrage de Dardennes – Mise en sécurité – Etude de dangers – Volet B (Etat conforté) et Volet C (Etat conforté et mise à nivea u de l’évacuateur de crues) –

Résumé Non Technique

(Version finale)

SCP


SOMMAIRE

INTRODUCTION ................................................................................................................... 7

CHAPITRE I - RAPPEL DES CONCLUSIONS DU VOLET A DE L’ETUDE DE DANGERS .................. 8

CHAPITRE II - ETUDES REALISEES DANS LE CADRE DE LA MISE EN SECURITE DU BARRAGE .................................................................................................... 12

1. ACTUALISATION DE L’ETUDE HYDROLOGIQUE ............................................. 12

1.1. SYNTHESE DES ETUDES ANTERIEURES ......................................................... 13

1.2. ETUDE HYDROGEOLOGIQUE BURGEAP .......................................................... 13

1.3. ETUDE HISTORIQUE ..................................................................................... 13

1.4. CONCLUSIONS ET RECOMMANDATIONS ........................................................ 14

2. CAMPAGNE DE RECONNAISSANCES .............................................................. 15

2.1. OBJECTIFS ................................................................................................... 15

2.2. CONTENU DES RECONNAISSANCES ............................................................... 16

2.3. SUIVI DES TRAVAUX – INCIDENT DU DAV5 ................................................... 16

2.4. RESULTATS DES RECONNAISSANCES ............................................................ 18

3. SYNTHESE GEOLOGIQUE ............................................................................. 19

4. DIAGNOSTIC EVACUATEUR DE CRUES .......................................................... 20

5. ETUDES DE STABILITE ................................................................................ 21

5.1. SYNTHESE DES CALCULS PRECEDENTS ......................................................... 21

5.1. CALCUL 2D ................................................................................................... 22

5.2. CALCUL 3D ................................................................................................... 22

6. DIAGNOSTIC CONFORTEMENT ..................................................................... 23

6.1. CALCULS DE STABILITE COMPLEMENTAIRES ................................................. 23

6.2. SOLUTIONS DE CONFORTEMENT ENVISAGEES .............................................. 23

CHAPITRE III - VOLET B – BARRAGE ETAT CONFORTE ......................................................... 25

1. MODIFICATIONS APPORTEES PAR LES TRAVAUX .......................................... 25

1.1. REMBLAI AVAL ............................................................................................. 25

1.2. CONDUITES DE PRISE ET DE VIDANGES ........................................................ 26

1.3. CHAMBRE DES VANNES ................................................................................ 26

1.4. PLATEFORME AVAL ....................................................................................... 26

1.5. MICRO-CENTRALE ........................................................................................ 27

1.6. COMPLEMENTS AU DISPOSITIF D’AUSCULTATION ......................................... 27

1.7. MODIFICATION DES DISPOSITIFS D’EXPLOITATION ET DE SURVEILLANCE .... 30

2. ACTUALISATION DES ALEAS NATURELS ....................................................... 31

2.1. HYDROLOGIE ............................................................................................... 31

2.2. GEOLOGIE .................................................................................................... 31

SCP


2.3. GLISSEMENTS DE TERRAINS – STABILITE DES BERGES DE LA RETENUE ........ 31

3. ACTUALISATION DE L’ANALYSE DE RISQUES ................................................ 32

3.1. ETAPE 1 - RISQUES INTRINSEQUES A L’OUVRAGE ......................................... 32

3.2. ETAPE 3 – ANALYSE DES MODES DE DEFAILLANCE ........................................ 35

3.3. ETAPE 4 : ETABLISSEMENT DES ARBRES DE DEFAILLANCE ............................ 39

3.4. Etape 5 : Evaluation de la gravite des ERC identifiés ........................... 46

3.5. Etape 6 : Synthèse des scenarios .......................................................... 47

CHAPITRE IV - VOLET C – BARRAGE ETAT CONFORTE ET MISE A NIVEAU DU NOUVEL EVACUATEUR .............................................................................................. 49

1. MODIFICATIONS APPORTEES PAR LES TRAVAUX .......................................... 49

1.1. Dimensionnement du nouvel évacuateur de crues ............................... 49

1.2. Description du nouvel ouvrage ............................................................. 49

2. ACTUALISATION DE L’ANALYSE DE RISQUES ................................................ 51

2.1. Etape 3 – Analyse des modes de défaillance ........................................ 51

2.2. Etape 4 : Etablissement des arbres de défaillance ............................... 52

2.3. Etape 5 : Evaluation de la gravite des ERC identifiés ........................... 53

2.4. Etape 6 : Synthèse des scenarios .......................................................... 54

CHAPITRE V - RESUME NON TECHNIQUE DES VOLETS A, B ET C DE L’ETUDE DE DANGERS .................................................................................................... 56

SCP


LISTE DES PLANCHES

PLANCHES DES VOLETS B ET C

PLANCHE 55 : Tableau AMDE – Fondation – Barrage – Evacuateur

PLANCHE 56 : Tableau AMDE – Conduites barrage

PLANCHE 57 : Tableau AMDE – Conduite usine et micro-centrale

PLANCHE 58 : Tableau AMDE – Micro-centrale et Ragas

PLANCHE 59 : Tableau AMDE – Vannes Ragas

PLANCHE 60 : Tableau AMDE – Ragas - Plateforme aval - Masque - EI externes

PLANCHE 61 : Arbre de défaillance - VOLET B - Scénarios ERC1 - ERC2 - ERC6

PLANCHE 62 : Arbre de défaillance - VOLET B - Scénario ERC3

PLANCHE 63 : Sous-arbre de défaillancede l’ERC 3 - VOLET B - Scénario EI 3A

PLANCHE 64 : Sous-arbre de défaillancede l’ERC 3 - VOLET B - Scénarios EI 3B et EI 3C



PLANCHE 67 : Sous-arbre de défaillancede l’ERC 5 - VOLET B - Scénarios EI 5A

PLANCHE 68 : Sous-arbre de défaillancede l’ERC 5 - VOLET B - Scénarios EI 5B

PLANCHE 69 : Arbre de défaillance – VOLET C - Scénarios ERC1 - ERC2 - ERC6

PLANCHE 70 : Arbre de défaillance - VOLET C - Scénario ERC4

PLANCHE 71 : Arbre de défaillance - VOLET C - Scénario ERC5

PLANCHES DU RESUME NON TECHNIQUE

PLANCHE a : Localisation de l’ouvrage

PLANCHE b : Photographies de l’ouvrage

PLANCHE c : Implantation des installations

PLANCHE d : Vue aérienne de l’ouvrage

PLANCHE e : Environnement aval

PLANCHE f : Extrait du tableau AMDE

PLANCHE g : Exemple d’arbres de défaillance

PLANCHE h : Onde de submersion

SCP


LISTE DES FIGURES ET TABLEAUX

FIGURES

Figure 1 : Suivi piézométrique en fondation – Profils 2 et 3 – Zoom sur l’événement du 13 décembre 2012........................................................................................................ 17

Figure 2 : Exemple de débourrage d’une fissure (suivi du débit du drain DAV8) ......................... 18

Figure 3 : Coupes au droit des profils 2 et 3 avec le fond de fouille supposé en pointillés .......... 19

Figure 4 : Coupe géologique rive à rive ........................................................................................ 20

Figure 5 : Profils équipés de cellules de pression ......................................................................... 28

TABLEAUX

Tableau 1 : Volet A - Positionnement des ERC dans la matrice de criticité ................................. 10

Tableau 2 : synthèse des études hydrologiques ........................................................................... 13

Tableau 3 : débits d’apport du karst .............................................................................................. 13

Tableau 4 : plus grandes crues connues depuis 200 ans ............................................................. 14

Tableau 5 : débit total d’apport ...................................................................................................... 15

Tableau 6 : Evolution des niveaux piézométriques ....................................................................... 29

Tableau 7 : Débits de pointe des crues ......................................................................................... 31

Tableau 8 : Classes de probabilité ................................................................................................ 39

Tableau 9 : Volet B - Synthèse des scénarios retenus dans l’analyse de risques ....................... 47

Tableau 10 : VOLET B - Positionnement des ERC dans la matrice de criticité ............................ 47

Tableau 11 : Dimensionnement du nouvel évacuateur de crues .................................................. 49

Tableau 12 : VOLET C - Synthèse des scénarios retenus dans l’analyse de risques .................. 54

Tableau 13 : VOLET C - Positionnement des ERC dans la matrice de criticité............................ 54

SCP


INTRODUCTION

Le barrage de Dardennes a fait l’objet d’une première étude de dangers (Volet A), remise en mars 2013, qui analysait la situation du barrage dans son état actuel. Les principales conclusions de cette première étude sont rappelées au chapitre I.

Dans le cadre du projet de mise en sécurité du barrage actuellement en cours, différentes études et des reconnaissances ont été effectuées, dont les résultats sont pris en compte dans les volets B et C de l’étude de dangers. Les principaux résultats de ces différentes études sont indiqués au chapitre II. A noter que le présent rapport s’appuie sur des études au niveau Avant Projet.

Les chapitres III et IV constituent les Volets B et C de l’étude de dangers, qui concernent respectivement le barrage conforté et le barrage conforté avec mise à niveau de la capacité d’évacuation des crues.

Ces deux volets ne constituent pas une étude de dangers à part entière, mais une actualisation du volet A ; ils modifient ou complètent les paragraphes de l’EDD d’origine, en s’attachant à faire ressortir les modifications apportées par les travaux envisagés. Pour éviter toute confusion, la numérotation des planches correspondantes suit celle du volet A (la première planche du présent rapport porte le numéro 55).

Enfin, le chapitre V constitue le « Résumé Non Technique » de l’étude de dangers complète (volets A, B et C) et permet de mettre en évidence les gains apportées par les travaux en termes de niveau de sécurité de l’ouvrage. La numérotation des planches du résumé non technique est indépendante (planches a à h).

Le présent rapport est donc organisé de la façon suivante :

CHAPITRE I : RAPPEL DES CONCLUSIONS DU VOLET A DE L’ETUDE DE DANGERS

CHAPITRE II : ETUDES REALISEES DANS LE CADRE DE LA MISE EN SECURITE DU BARRAGE

CHAPITRE III : VOLET B DE L’ETUDE DE DANGERS - BARRAGE CONFORTE

CHAPITRE IV : VOLET C DE L’ETUDE DE DANGERS - BARRAGE CONFORTE ET MISE A NIVEAU DE L’EVACUATEUR DE CRUES

CHAPITRE V : RESUME NON TECHNIQUE DES VOLETS A, B ET C DE L’ETUDE DE DANGERS

VILLE DE TOULON BARRAGE DE DARDENNES ETUDE DE DANGERS

CHAPITRE II – ETUDES REALISEES DANS LE CADRE DE LA MISE EN SECURIT E DU BARRAGE

SCP


CHAPITRE I

RAPPEL DES CONCLUSIONS DU VOLET A DE L’ETUDE DE DANGERS

Au total 6 scénarios de défaillance ont été identifiés dans le volet A de l’étude de dangers, les 4 premiers conduisant à la propagation d’une onde de rupture en aval du barrage.

ERC 1 – Rupture de la fondation

Plusieurs modes de rupture ont été envisagés en fondation :

- une augmentation des sous-pressions pourrait provoquer une mise en pression d’une faille en aval du barrage ou une déstabilisation des éboulis par érosion interne

- un séisme pourrait provoquer le mouvement d’une faille en fondation.

L’arbre de défaillance montre que la probabilité d’occurrence de cet évènement est improbable (classe 3). La cinétique de cette rupture est rapide. La rupture entrainerait la propagation d’une onde de rupture en aval du barrage, impactant environ 33 000 personnes en aval ; les conséquences sont évidemment désastreuses.

ERC 2 – Rupture du barrage suite à l’atteinte de la cote de danger

Il ressort des différentes études réalisées par Sogreah que la cote de danger du barrage est de 125,80 m NGF et que, compte-tenu de la capacité de l’évacuateur de crues actuel, cette cote serait atteinte par une crue de période de retour 300 ans environ.

Dans l’état actuel de l’ouvrage, trois évènements pourraient conduire à l’atteinte de cette cote de danger :

- un glissement de grande ampleur des berges de la retenue.

- l’arrivée d’une crue improbable (classe 3 / fréquence ~500 ans).

- ou l’arrivée d’une crue plus fréquente (classe 4 / fréquence ~50 ans) concomitante avec une obstruction de l’évacuateur de crue, qui empêcherait l’évacuation des débits et provoquerait une montée excessive du plan d’eau.

Le risque de rupture de l’ouvrage par atteinte de la cote de danger parait donc au final improbable (classe de probabilité 3). La cinétique de la rupture est rapide et, comme dans le cas précédent, les conséquences désastreuses.



SCP


ERC 3 – Rupture du barrage liée aux sous-pressions internes

Le risque identifié est une rupture du barrage provoquée par une augmentation des sous-pressions sous le pied de l’ouvrage ou à l’intérieur de la maçonnerie.

Etant donnée la surveillance exercée sur l’ouvrage, une augmentation des sous-pressions, phénomène à cinétique lente, serait très vraisemblablement détectée et conduirait à abaisser le plan d’eau. Une rupture du barrage serait à craindre si cette baisse du plan d’eau s’avérait impossible. L’ERC 3 est donc la conjonction d’une augmentation des sous-pressions et d’une impossibilité de baisse du plan d’eau.

Trois phénomènes pourraient être à l’origine d’une augmentation des sous-pressions dans le corps du barrage : - une perte d’étanchéité de la fondation sous le barrage - une perte d’étanchéité du parement - ou une fuite dans le corps du barrage

Dans ce cas, le plan d’eau pourrait être abaissé en utilisant une ou plusieurs conduites du barrage (prise et/ou vidange). L’impossibilité d’utiliser l’une des conduites de vidange est jugée courante (classe 5) et la conduite de prise jugée probable (classe 4).

L’arbre de défaillance de l’ERC 3 montre que le risque de rupture de l’ouvrage suite à la conjonction du développement de sous-pressions et de l’impossibilité de baisser le plan d’eau est improbable (classe de probabilité 3). La cinétique de rupture est lente, les conséquences désastreuses.

ERC 4 – Rupture de la rive gauche

La rupture envisagée ici correspond à une déstabilisation des éboulis constitutifs de la rive gauche, par érosion interne ou externe, conduisant à une rupture du masque ou de l’appui rive gauche du barrage.

La rupture par érosion interne pourrait être provoquée par une fissuration du masque suite à un séisme, ou par des écoulements sous le masque, suite à une dégradation progressive de l’étanchéité du masque ou un colmatage des drains. Dans ces deux derniers cas, la mesure du débit de drainage permettrait de détecter une anomalie et conduirait à abaisser le plan d’eau. Une rupture du masque serait à craindre si cette baisse du plan d’eau s’avérait impossible en raison de l’indisponibilité des vidanges.

Au final, la déstabilisation des éboulis par érosion interne, essentiellement en raison d’un colmatage des puits drainants, est jugée improbable (classe 3).

La rupture par érosion externe serait causée par une surverse sur le barrage conduisant à d’importants écoulements sur les éboulis de rive gauche, et provoquant à terme une déstabilisation de la rive gauche du barrage. Compte-tenu de la faible capacité actuel de l’évacuateur de crues, cet évènement est jugé probable (classe 4).

La rupture de la rive gauche (ERC 4) est donc au final jugée probable (classe 4). La cinétique est lente et les conséquences sont désastreuses.

ERC 5 – Inondation de la plate-forme

Le scénario envisagé correspond à une inondation de la plate-forme aval du barrage, qui noierait l’usine et ses accès et couperait la route en aval du barrage.

Plusieurs scénarios pourraient provoquer une inondation de la plate-forme aval :

- un déversement par-dessus la crête de l’ouvrage,

- un débordement de l’évacuateur de crues ou du chenal de vidange,



SCP


- la fuite d’une conduite en aval du barrage,

- la rupture de la portion de conduite du Ragas située sur la plate-forme.

Parmi ces différents scénarios, le plus probable est la rupture d’une conduite en aval du barrage et le risque d’inondation de la plateforme est donc jugée probable (classe 4). La cinétique de la rupture peut être qualifiée de rapide. Les conséquences de l’inondation de la plate-forme, qui pourrait provoquer la coupure de la route et empêcher l’accès au pied de l’ouvrage et à l’usine, ont été jugées sérieuses.

ERC 6 – Rupture du tunnel du Ragas

Le scénario envisagé est la rupture successive des deux bouchons du tunnel du Ragas. Ce risque est jugé extrêmement rare (classe 1). Sa cinétique est rapide.

La rupture du tunnel, qui pourrait provoquer un effondrement de la route voire même d’une partie de la rive gauche constituée d’éboulis, entrainerait d’importants dégâts ; les conséquences peuvent donc être qualifiées d’importantes.

La matrice de criticité résultante est la suivante.

Occurrence

Gravité

Extrêmement rare

Rare Improbable Probable Courant

1/100 000

< < 1/10 000

1/10 000

< < 1/1 000

1/1 000

< < 1/100 1/100 < < 1/10 1/10 < < 1

1 2 3 4 5

5 désastreux ERC 1 - ERC 2 ERC 3 ERC 4

4 catastrophique

3 important ERC 6

2 sérieux ERC 5

1 modéré

Tableau 1 : Volet A - Positionnement des ERC dans la matrice de criticité

Parmi les 6 scénarios de défaillances identifiés po ur le barrage de Dardennes dans son état actuel, 4 sont positionnés en zone ro uge, 1 en zone orange et 1 en zone verte.

Les 4 scénarios positionnés en zone rouge correspondent à la ruine du barrage (par rupture de la fondation, par atteinte de la cote de danger, augmentation des sous-pressions, ou par rupture de la rive gauche) et ont pour conséquence la propagation d’une onde de submersion en aval du barrage. Parmi ces quatre scénarios, le plus probable est la rupture de la rive gauche, estimé probable (classe 4).

L’inondation de la plate-forme parait moins probable mais est néanmoins positionné en zone orange (évènement moins grave mais plus fréquent).

Seule la rupture du tunnel du Ragas est positionnée en zone verte, en raison de sa faible probabilité d’occurrence.



SCP


Les principales mesures de réduction des risques sont en cours de mise en œuvre. Il s’agit du projet de mise en sécurité du barrage lancé par la Ville de Toulon fin 2011 et qui comprend deux volets principaux :

1- l’amélioration des conditions de stabilité de l’ouvrage

2- l’augmentation de la capacité d’évacuation des crues

Les premières études et diagnostics ont été réalisés courant 2012 : synthèse hydrologique, campagne de reconnaissances complémentaires sur l’ouvrage (fin 2012 - début 2013), étude préliminaire sur l’évacuation des crues, réalisation d’un modèle réduit de l’évacuateur de crues existant (achevée en janvier 2013).

Les études d’AVP et de PRO des différents aménagements (confortement, nouvel évacuateur de crues, micro-centrales et conduites aval) ont été réalisées entre 2014 et 2017. Le tracé définitif du futur évacuateur de crues a été testé sur un nouveau modèle réduit en 2016.

Ces études vont être soumises à l’approbation du Comité Technique Permanent des Barrages et des Ouvrages Hydrauliques (CTPBOH) en 2017.

Les travaux de mise en sécurité sont prévus en 2018 et devraient s’achever en 2020.

Au vu notamment des résultats de l’analyse de risques, des compléments ont été intégrés en cours de projet :

- Rénovation ou remplacement des conduites aval, de la micro-centrale, de la chambre des vannes,

- Sécurisation des différentes vannes,

- Compléments au dispositif d’auscultation.

Les impacts en termes d’amélioration du niveau de sûreté de l’ouvrage des différents aménagements prévus dans le projet sont analysés dans les volets B (barrage conforté) et C (nouvel évacuateur de crues) de l’étude de dangers qui font l’objet des chapitres III et IV.



SCP


CHAPITRE II

ETUDES REALISEES DANS LE CADRE DE LA MISE EN SECURITE DU BARRAGE

Un marché pour la maîtrise d’œuvre en vue des travaux de mise en sécurité du barrage de Dardennes a été lancé au cours de l’été 2011, et attribué au groupement Coyne et Bellier / Société du Canal de Provence en décembre 2011.

Différentes études préliminaires ont été réalisées dans le cadre de ce marché. Les principales conclusions de ces études sont présentées dans les paragraphes ci-dessous.

1. ACTUALISATION DE L’ETUDE HYDROLOGIQUE

RAPPORT P.003560.0001 NT04 / NOVEMBRE 2012- SYNTHESE DES ETUDES HYDROLOGIQUES

L’hydrologie dans la région du barrage de Dardennes a été étudiée et a fait l’objet de plusieurs rapports par le passé. Une étude hydrogéologique détaillée a été réalisée par le bureau BURGEAP en 2012, dans le cadre des travaux de mise en sécurité du barrage, afin de mieux comprendre le fonctionnement du karst et de ses apports à la retenue de Dardennes. En parallèle, une recherche des événements exceptionnels (inondations, crues) sur les deux siècles passés a également été menée.



SCP


1.1. Synthèse des études antérieures

La synthèse des études hydrologiques antérieures à 2010 conduit au tableau suivant, qui donne les débits de pointe pour les crues de différentes périodes de retour.

Tableau 2 : synthèse des études hydrologiques

1.2. Etude hydrogéologique BURGEAP

L’étude hydrogéologique menée en 2011 s’est tout d’abord attachée à réévaluer la surface des bassins versants (topographique et géologique) alimentant la retenue du barrage. La conclusion de l’étude montre que le bassin versant total est compris entre 39 et 45 km² (dont 36 à 42 km2 de BV hydrogéologique - dont 9 km2 conjointement hydrogéologique et topographique - et 3 km2 uniquement topographique), à comparer aux 60 km² pris en compte dans les études antérieures (Sogreah/Coyne et Bellier). Sur cette base, les débits d’apport du karst ont été réévalués ; ils sont donnés dans le tableau ci-dessous (pour une surface du bassin versant hydrogéologique de 42 km2) :

Tableau 3 : débits d’apport du karst

1.3. Etude historique

L’étude historique a par ailleurs recensé toutes les informations disponibles sur les grandes crues du Las depuis 1800. Les informations recueillies sont synthétisées dans le tableau ci-après, qui montre que le débit de la plus grande crue connue est estimé inférieur à 70 m3/s.



SCP


Année Débit de crue estimé ou

calculé (m 3/s) Commentaires

1819 - Aucune information précise retrouvée. 1834 - Aucune information précise retrouvée.

1886 > 40 Valeur indiquée en Erreur ! Source du renvoi introuvable. . Certains entresols inondés dans Toulon.

1913 42 Mesures du plan d’eau horaire pendant la crue du 4 avril 1913. Le Ragas débite pendant 24 heures. Le plan d’eau atteint la cote de 124,00 m

1923 48 Peu d’information sur cette crue. 1978 52 Le plan d’eau atteint la cote maximale de 123,68 m

1985 68 Le plan d’eau atteint la cote journalière de 123,72 m probablement sa cote maximale.

2010 65 Le plan d’eau atteint la cote maximale journalière de 123,60 m. On estime sa cote maximale lors du débit de pointe de la crue à 123,69 m.

Tableau 4 : plus grandes crues connues depuis 200 ans

1.4. Conclusions et recommandations

Ces différents résultats montrent que depuis plus de trente ans, les diverses études hydrologiques ont eu du mal à appréhender les débits de pointe des crues exceptionnelles de la retenue de Dardennes, en raison de la méconnaissance du fonctionnement des écoulements karstiques qui constitue la majorité des apports dans la retenue.

En conséquence, les débits de pointe ont été surestimés. A titre d’exemple, on retiendra qu’au cours des cent dernières années la plus forte crue connue n’a pas dépassé le débit de pointe de 70 m3/s à comparer aux débits de pointe cinquantennale et centennale retenus dans les diverses études hydrologiques variant de 150 à 300 m3/s, soit un ratio de plus du double.

La nouvelle étude hydrologique propose de recalculer le débit total d’apport en additionnant : le débit souterrain provenant du BV purement karstique (� = 33 km2) et le débit de ruissellement provenant des BV restant (� + � = 12km2).

� BV purement

hydrogéologique = 33 km2

� BV purement

topographique = 3 km2

� BV conjointement

topographique et hydrogéologique = 9 km2



SCP


Le résultat obtenu est donné dans le tableau suivant :

Débits de pointe (m3/s)

10 ans 50 ans 100 ans 1 000 ans 3 000 ans 10 000 ans

Souterrain sur � 37 61 69 99 114 125

Ruissellement sur � + �

13 29 37 79 128 181

Total 50 90 106 178 242 306

Tableau 5 : débit total d’apport

Conformément aux recommandations du CFBR, et compte-tenu des incertitudes restantes sur le débit de pointe des crues, la crue de projet sera prise égale à la crue de période de retour 3 000 ans :

QPROJET = Q3000 = 240 m3/s

La crue extrême (période de retour 100 000 ans) est la crue pour laquelle le débit de pointe atteint 1,3 fois celui de la crue décamillénnale :

QEXTRËME = Q100 000 = 1,3 x 306 = 400 m 3/s

Par ailleurs, la capacité actuelle de l’évacuateur étant d’environ 120 m3/s, ce tableau montre que le barrage serait capable d’encaisser, sans déversement par-dessus la crête, une crue de période de retour 100 ans (ce qui est cohérent avec ce qui a été observé : le barrage n’a jamais déversé par-dessus la crête depuis sa construction). En revanche, la capacité actuelle de l’évacuateur est insuffisante pour encaisser la crue de période de retour 1 000 ans.

2. CAMPAGNE DE RECONNAISSANCES

Une campagne de reconnaissance a été mené fin 2012 – début 2013 dans le cadre des travaux de mise en sécurité du barrage dans le but de mieux connaitre la fondation de l’ouvrage et la nature de la maçonnerie et de définir les solutions de confortement du barrage.

2.1. Objectifs

Le programme initial des reconnaissances a été établi pour répondre aux objectifs suivants :

- Valider la géométrie du barrage et en particulier son contact avec la fondation;

- Valider les paramètres géotechniques de la maçonnerie et du rocher de fondation nécessaires aux calculs de stabilité;



SCP


- Déterminer les modules d’élasticité du barrage (maçonnerie) et du rocher de fondation,

- Effectuer des essais de perméabilité (essais Lugeon) du corps du barrage et de la fondation rocheuse sur une profondeur suffisante en vue d’une possible campagne d’injection.

- Installer des drains en pied aval du barrage et ainsi réduire les sous-pressions sous l’ouvrage.

2.2. Contenu des reconnaissances

La campagne de reconnaissance a en particulier compris les travaux suivants :

15 sondages carottés en pied aval du barrage, inclinés à 30° en direction de l’amont (DAV1 à 15),

4 sondages verticaux DCR1 à DCR4 depuis la crête de l’ouvrage,

De l’enregistrement vidéo en sondage, ainsi que le relevé stéréographique de l’enregistrement,

Des essais in-situ et en laboratoire sur échantillon,

De la tomographie sismique.

2.3. Suivi des travaux – Incident du DAV5

Les travaux se sont accompagnés d’un suivi permanent des instruments d’auscultation notamment des piézomètres situés à l’aval et dans le corps du barrage ainsi que des cellules de pressions interstitielles situées au contact rocher/fondation.

Le déroulement des travaux a été perturbé par un incident survenu suite au percement d’un drain en rive droite le 13 décembre 2013. Quelques heures après avoir atteint la profondeur prévue, une importante venue d’eau, estimée à 20 m3/h et chargée de matière en suspension, est constatée. Pour éviter un lessivage de la maçonnerie et de la fondation, un packer est installé en tête de forage ce qui entraîne instantanément une augmentation des sous-pressions. Le packer est alors déposé et les pressions reviennent à la normale. Au final, le drain sera rebouché en profondeur.



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Figure 1 : Suivi piézométrique en fondation – Profils 2 et 3 – Zoom sur l’événement du 13 décembre 2012

Cet incident s’explique par un débourrage de fissure, mise en pression par la retenue. L’inspection systématique des forages par vidéo a par la suite permis de mettre en évidence de nombreuses fissures semblables sur l’ensemble des forages de pied aval (voir synthèse géologique), ce qui a d’ailleurs amené à reboucher partiellement les forages concernés.



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Le suivi des pressions et des débits pendant les travaux montre que le réseau de fissures présent sous le barrage est largement interconnecté, et alimenté par la retenue, elle-même en lien avec le gouffre du Ragas.

Figure 2 : Exemple de débourrage d’une fissure (suivi du débit du drain DAV8)

2.4. Résultats des reconnaissances

Les principaux résultats des reconnaissances sont repris dans la synthèse géologique (voir § 3).

2.4.1. Résultats des essais de laboratoire

Le calcaire est karstifié ; ses caractéristiques mécaniques sont très bonnes.

La maçonnerie constitutive du barrage est poreuse mais est restée homogène et dense (pas de cavité importante).

Le contact barrage / fondation est de très bonne qualité : les zones de contact visibles sur les carottes sont bien fermées, avec une cohésion apparente (non-séparation entre maçonnerie et rocher).

2.4.2. Résultats de la tomographie sismique

Il n’est pas constaté d’hétérogénéité dans le corps du barrage et les calcaires sont de bonne qualité. La maçonnerie du barrage est homogène, avec de bonnes caractéristiques mécaniques ; elle ne comporte pas de zone plus poreuse qu’une autre.



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2.4.3. Position du contact maçonnerie/fondation

L’analyse des rapports de chantier de pose des cellules de pression interstitielle et des carottages effectués lors des reconnaissances de 2012-2013 permet de mettre en évidence des différences de niveaux amont/aval du contact barrage/fondation.

Figure 3 : Coupes au droit des profils 2 et 3 avec le fond de fouille supposé en pointillés

Une incertitude subsiste concernant la position du contact maçonnerie fondation, qui pourrait être, comme indiqué sur les coupes de proiet de 1909, en « marche d’escalier ».

3. SYNTHESE GEOLOGIQUE

RAPPORT P.003560.0001 NT06 A / JUIN 2013 – ETUDE GEOLOGIQUE DE SYNTHESE

La synthèse géologique exploite notamment le résultat des reconnaissances réalisées fin 2012 – début 2013.

� Géométrie de la fondation

Les sondages récents semblent montrer que les calcaires de l’Urgonien remontent en lentille le long de la rive gauche et que les marnes de l’Aptien ne se retrouvent qu’en profondeur (voir coupe rive à rive ci-après). Le barrage est donc intégralement fondé au rocher, y compris en partie basse de la rive gauche.



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Figure 4 : Coupe géologique rive à rive

� Le contact entre la fondation et la maçonnerie peut être qualifié de bonne qualité.

� Les premiers mètres de fondation apparaissent plus fracturés, avec de nombreuses fissures ouvertes (quelques millimètres) sur les sondages de pied aval. On observe également des zones karstiques plus classiques (avec rognages et cavités – sondage DCR2) et des fissures fermées et remplies de matériaux fins, susceptibles d’être lessivés sous gradient.

� L’organisation structurale de la fondation est complexe, il ne semble pas exister d’orientation précise de la stratigraphie ou de la fissuration.

Les travaux de reconnaissances récents ont donc permis d’établir que la fondation sous l’ouvrage, principalement de type calcaire urgonien, est assez fracturée sur les premiers mètres et le siège de phénomènes karstiques complexes. L’organisation structurale et des fractures est fortement isotrope.

4. DIAGNOSTIC EVACUATEUR DE CRUES

RAPPORT P.003560.0001 NT08 / JUIN 2013 – ETUDES DE DIAGNOSTIC ET ETUDES PRELIMINAIRES – TRAVAUX DE MISE A NIVEAU DE LA CAPACITE D’EVACUATION DES CRUES

Les points suivants ont été développés dans le rapport de diagnostic :

•••• synthèse des résultats des études antérieures sur la capacité d’évacuation des ouvrages existants,

•••• un état des lieux de l’évacuateur de crues actuel avec notamment la réalisation d’un modèle réduit,

•••• une présentation des différentes alternatives possibles (4 solutions étudiées) :



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� S1 : Elargissement de l’évacuateur actuel en rive droite,

� S2 : Construction d’un nouvel évacuateur de surface en rive gauche,

� S3 : Construction d’une galerie souterraine,

� S4 : Construction d’un évacuateur frontal en crête de barrage.

•••• une analyse multicritère des 4 solutions comprenant les aspects économiques et financiers, programmatiques, techniques, environnementaux et fonciers,

•••• une synthèse et des recommandations sur les alternatives à étudier dans la phase d’Avant-Projet avec les points d’attention à étudier.

Les principales conclusions du rapport de diagnostic sont rappelées ci-après.

•••• La capacité d’évacuation actuelle sous la cote des PHE (125 NGF) est de l’ordre de 103 m3/s, ce qui est largement inférieur aux débits de pointe de la crue de projet et de la crue extrême (respectivement. 240 m3/s et 400 m3/s);

•••• La solution préconisée à l’issue des études de diagnostic pour augmenter la capacité d’évacuation des crues consiste à élargir l’évacuateur actuel en rive droite.

5. ETUDES DE STABILITE

RAPPORT P.003560.0001 NT05 / AVRIL 2013 – ETUDE DE STABILITE – CAS DU BARRAGE DANS SON ETAT ACTUEL

Une nouvelle étude de stabilité a été réalisée dans le cadre de la mise en sécurité du barrage. Le rapport présente une synthèse des études précédentes, puis une analyse en 2D et 3D du barrage actuel, pour évaluer la stabilité générale de l’ouvrage.

Des compléments à cette étude ont été apportés lors du diagnostic confortement (voir chapitre II - paragraphe 6) et lors de l’AVP confortement (chapitre III – paragraphe 3.1.2).

5.1. Synthèse des calculs précédents

Les calculs de stabilité ont été effectués sur les profils 1 (en rive droite) et 3 (central), pour les 3 cas de charges suivants :

- retenue normale (RN – 123 m NGF) - « combinaison quasi-permanente ».

- Plus Hautes Eaux (PHE – 125 m NGF) - « combinaison rare ».

- RN+séisme - « combinaison accidentelle ».

Les calculs ont été réalisés avec les hypothèses suivantes, a priori conservatives:

- Poids volumique de la maçonnerie : 23,5 kN/m3 ;

- Angle de frottement à l’interface barrage/rocher : φ = 37° ;



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- Cohésion à l’interface barrage/rocher : C = 0 ;

- Accélération verticale g = 9,81 m/s².

Les résultats montrent qu’aucun de ces deux profils ne répond pas aux exigences de sécurité vis-à-vis des différents cas de projet : les coefficients de résistance au glissement ne sont satisfaits dans aucun des cas et le critère de stabilité de glissement n’est donc pas vérifié.

5.1. Calcul 2D

Dans cette étude, il a été supposé le contact maçonnerie / rocher était horizontal d’amont en aval. Plusieurs hypothèses de sous-pressions ont été prises en compte, à partir des données fournies par les cellules de pression.

Les résultats du calcul 2D sont similaires à ceux des calculs précédents et montrent que le barrage n’est stable dans aucune combinaison d’action.

Une étude paramétrique montre que le résultat des calculs est très sensible aux valeurs d’angle de frottement et de cohésion prises en compte au contact maçonnerie/rocher.

5.2. Calcul 3D

Même si le modèle 3D permet de mieux représenter la répartition des contraintes sous le pied de l’ouvrage, les résultats des modèles 2D et 3D sont identiques à 1% près. On peut donc en conclure que l’effet d’arc apporté par la courbure du barrage est quasi inexistant ; une modélisation du barrage en 3 dimensions est donc inutile, les calculs suivants seront réalisés en 2D.



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6. DIAGNOSTIC CONFORTEMENT

RAPPORT P.003560.0001 NT07 / JUILLET 2013 – DIAGNOSTIC – TRAVAUX DE CONFORTEMENT

6.1. Calculs de stabilité complémentaires

Ces calculs, qui viennent en complément de ceux présentés au paragraphe 5, prennent en compte les acquis des reconnaissances :

- Une meilleure connaissance de la géométrie de l’ouvrage (profil amont/aval en marches d’escalier);

- De nouvelles caractéristiques mécaniques pour le barrage et sa fondation déterminées à l’occasion de la réalisation d’essais de laboratoire (en particulier au contact barrage/fondation : ϕ = 40°, C variant de 0 à 0,1 MPa);

- L’évolution des sous-pressions sous l’ouvrage.

Les différents résultats obtenus appellent les commentaires suivants :

- par rapport aux études de stabilité précédentes, les différences de géométrie et de caractéristiques mécaniques (notamment l’angle de frottement à l’interface barrage/rocher de 40° au lieu de 37°) conduisent à de meilleurs coefficients de sécurité. Les profils étudiés sont stables (FS > 1) considérant de manière conservative une cohésion nulle à l’interface barrage/fondation, hypothèse sujette à caution.

- Néanmoins, les critères de stabilité recommandés par le CFBR (FS > coefficient de modèle) ne sont pas respectés. Il convient donc de conforter l’ouvrage.

6.2. Solutions de confortement envisagées

Quatre solutions sont étudiées. Les solutions de type « 1 » ont pour objectif de diminuer les sous-pressions sous l’ouvrage par la réalisation d’un voile d’injection et d’un voile de drainage, avec création d’une plinthe en amont du barrage (solution « 1b ») ou d’une galerie située dans l’ouvrage (solution « 1a ») ou en pied aval (solution « 1c »). La solution 2 prévoit d’augmenter le poids de la structure par ajout d’un remblai aval.

6.2.1. Solution 1a

Cette solution prévoit le creusement d’une galerie dans le corps du barrage, à partir de laquelle seront réalisés les voiles d’injection et de drainage. Elle conduit cependant à fragiliser le barrage et, compte-tenu de la nature et de l’âge de l’ouvrage, sa réalisation pourrait s’avérer très dangereuse. Cette solution n’est donc pas retenue.



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6.2.2. Solution 1b

Dans cette solution, le rideau d’injection est réalisé depuis une plinthe en pied amont du barrage, réalisée au cours d’une vidange de la retenue. Le rideau de drainage est foré depuis le pied aval du barrage. Cette solution pose de nombreux problèmes techniques notamment pour l’exécution de la plinthe (création d’une dérivation provisoire, ancrage de la plinthe, raccordement au barrage), dont l’efficacité n’est pas garantie. Cette solution n’est donc pas retenue.

6.2.3. Solution 1c

Dans cette solution, le rideau de drainage est réalisé depuis une galerie située au pied aval du barrage, le rideau d’injection depuis la crête et depuis le parement aval.

Les derniers calculs montrent que le gain de stabilité apporté par un drainage efficace est relativement faible. De plus, compte-tenu du contexte géologique, la réalisation du voile d’injection risque d’être délicate (nombreuses fissures communicantes sous le pied du barrage) voire préjudiciable (risques de mise en pression sous le pied du barrage).

6.2.4. Solution 2

Cette solution consiste à augmenter le poids de la structure en plaçant un remblai en enrochement contre le parement aval du barrage. Ce remblai sera protégé par des enrochements bétonnés pour résister à un éventuel déversement par-dessus la crête en cas de crue extrême. Une galerie aval est également réalisée au pied du barrage afin de pouvoir drainer voire injecter le contact barrage/fondation à moyen ou long terme, si les sous-pressions continuent à augmenter.

Le gain de sécurité apportée par cette solution apparait moins aléatoire que pour les solutions précédentes..

6.2.5. Conclusion

Une analyse multicritères montre que la dernière solution (remblai en enrochements) apparait la mieux adaptée techniquement à la problématique globale posée par le confortement du barrage de Dardennes et la plus robuste ; elle laisse de plus une possibilité d’interventions complémentaires en cas de dégradation des sous-pressions.


CHAPITRE III – VOLET B – BARRAGE ETAT CONFORTE

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CHAPITRE III

VOLET B – BARRAGE ETAT CONFORTE

1. MODIFICATIONS APPORTEES PAR LES TRAVAUX

Les travaux de confortement du barrage comportent essentiellement la mise en place d’un remblai en aval du barrage. Ces travaux impliquent le déplacement de la micro-centrale et de la chambre des vannes actuelle, situées dans l’emprise du remblai ; ils seront également l’occasion de rénover les conduites en aval du barrage et de sécuriser les différentes vannes présentes sur le site, comme préconisé dans les conclusions du volet A de l’EDD.

1.1. Remblai aval

La solution de confortement retenue consiste à rajouter contre le parement aval une recharge en remblais et enrochements.

� Géométrie

La stabilisation du barrage sera réalisée au moyen d’une recharge à la cote 110 NGF, d’une largeur en crête de 3,5 m et d’une pente aval de 1,6 H / 1 V.

� Matériau

L’enrochement tout-venant constitutif de la recharge devra répondre aux exigences suivantes :

• être drainant, ce qui s’obtient à priori en limitant le pourcentage d’éléments fins (moins de 5% d’inférieurs à 0,1 mm) ;

• avoir suffisamment de blocs pour permettre leur arrangement à la pelle mécanique sur le talus aval pour assurer une bonne stabilité superficielle notamment aux intempéries (plus de 50% supérieurs à 50 mm) ;

• être composé d’une roche non altérable et non gélive pour garantir à terme la stabilité superficielle du remblai.

� Couche de transition

Une couche de transition drainante sera mise en œuvre entre les enrochements de la recharge et le parement aval en maçonnerie du barrage. Elle assurera le bon écoulement des eaux fuites éventuelles de la maçonnerie) et évitera le poinçonnement



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du parement du barrage par les plus gros éléments du matériau de la recharge. Elle permettra également de réduire localement l’angle de frottement du massif de confortement et de maximiser la poussée stabilisatrice de celui-ci sur le barrage.

1.2. Conduites de prise et de vidanges

Les conduites de prise et de vidange ont fait l’objet de travaux en 2006 : les portions de conduites traversant le corps du barrage ont été chemisées par trois conduites DN 700 mm en acier inox sur une longueur approximative de 30 m. Le vide annulaire entre le tuyau en fonte d’origine et le chemisage est conservé et drainé. En revanche, les portions de conduite situées en aval, sous la plateforme, ont été déposées pendant les travaux puis remises en place. Il s’agit donc des conduites en fonte, sur lesquelles une inspection vidéo menée en septembre 2011 a recensé plusieurs dégradations.

Il a donc été décidé de profiter des travaux de confortement pour remplacer ces anciennes conduites par de nouvelles conduites DN 700 mm. Sous le confortement en enrochements, les conduites sont protégées par des dalots béton visitables. A l’aval de la chambre des vannes, les conduites sont recouvertes, comme aujourd’hui, par le remblai compacté. Les conduites débouchent finalement, comme aujourd’hui, dans le chenal sous l’usine qui leur sert d’exutoire.

1.3. Chambre des vannes

La nouvelle chambre des vannes est construite au pied du confortement en enrochements. Le bâtiment principal dispose d’une poutre monorail de levage et de manutention des équipements. Les principaux équipements et conduites sont localisés au niveau inférieur, accessible via une échelle à crinoline. Deux tampons fonte, étanches aux eaux de pluies, permettent d’intervenir sur les vannes des conduites de vidange.

Chaque conduite (prise et vidanges) est équipée d’une vanne à opercule en inox en DN 700 mm à servomoteur, motorisée et débrayable, dont l’ouverture doit pouvoir être asservie à une mesure de débit.

Les vannes peuvent être commandées depuis la chambre des vannes ou depuis la salle de commande située dans l’usine en cas d’épisode exceptionnel.

En cas de défaillance électrique, les vannes peuvent être secourues par un groupe électrogène de secours situé dans l’usine et raccordé à une armoire électrique installée dans la chambre des vannes.

1.4. Plateforme aval

En aval du confortement, la plateforme sera reconstituée à la cote 95 m NGF afin de rétablir les accès et la circulation des engins de manutention (vannes, micro-centrale). L’accès à cette plateforme sera maintenu le long de l’usine de traitement, au pied de la rive gauche.

Par ailleurs, le projet d’agrandissement de l’évacuateur de crues prévoit, pour les crues extrêmes (période de retour supérieure à 3 000 ans), un possible déversement par-dessus la crête du barrage.



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La recharge aval sera protégée pour résister aux déversements par une couche d’enrochements bétonnés sur une longueur d’environ 60 mètres. Des enrochements bétonnés seront également positionnés en crête de recharge. Ils sont destinés à casser le jet et éviter un impact trop frontal sur le replat.

Il est également prévu de canaliser les déversements sur la crête du barrage sur 50 mètres environ en partie centrale de l’ouvrage, de manière à éviter des écoulements incontrôlés sur les rives, en particulier sur la rive gauche constitué d’éboulis. Le couronnement du barrage sera aménagé à cet effet.

Actuellement, la crête du barrage est équipée de garde-corps côté amont et aval permettant un éventuel déversement par-dessus la crête de l’ouvrage. L’aménagement de la crête consistera à remplacer, de part et d’autre de la partie centrale déversante, le garde-corps côté amont par un parapet en béton armé ancré dans la maçonnerie. Dans la partie déversante ainsi que sur l’ensemble du côté aval, le garde-corps existant sera conservé.

Au pied du remblai, la plate-forme aval sera aménagée pour canaliser les écoulements afin qu’ils contournent l’usine de traitement.

1.5. Micro-centrale

La microcentrale, actuellement située dans l’emprise du confortement, va être démolie et déplacée en pied du remblai, au pied de la rive gauche, afin de libérer un espace suffisant au droit de la plateforme pour dégager l’accès aux agents et aux engins.

Le bâtiment, d’une longueur de 7 m et d’une largeur de 5 m, est semi-enterré : le niveau inférieur (radier à la cote 92.40 NGF) accueille la bâche et les organes de rejet, tandis que le niveau supérieur (au niveau du TN de la plate-forme soit 95 NGF) accueille la vanne, la turbine et permet l’accès pour l’entretien des installations.

Comme dans la configuration actuelle, l’alimentation de la micro-centrale est réalisée par un piquage (DN 500) sur la conduite de prise, équipé d’une vanne de garde en entrée de la micro-centrale. En sortie, une conduite d’évacuation achemine les eaux vers l’usine après transit via une bâche. Cette conduite est rejointe par le piquage sur la conduite de prise, qui permet d’alimenter directement l’usine de traitement à partir du barrage, sans passer par la micro-centrale. En amont de la jonction, chaque conduite (celle en provenance de la micro-centrale et celle en provenance de la conduite de prise) est équipée d’une vanne.

Toutes les vannes (vanne de garde et les deux vannes aval) sont des vannes à opercule équipées de servomoteurs. Elles sont commandées à distance à partir du local de surveillance, elles peuvent être secourues grâce au groupe électrogène et sont débrayables (commande manuelle possible).

1.6. Compléments au dispositif d’auscultation

1.6.1. Description du nouveau dispositif

Les reconnaissances effectuées fin 2012 – début 2013 ont été l’occasion de compléter le dispositif existant :

- avec l’installation en pied aval de l’ouvrage de quinze nouveaux drains (DAV1 à DAV15). Ces drains, destinés dans un premier temps à drainer les premiers



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mètres de fondation sous le barrage, ont été partiellement rebouchés suite aux risques de débourrage de fissures identifiées lors du percement. Aujourd’hui, les drains, équipés de tubes métalliques, drainent essentiellement le pied de la maçonnerie.

- avec l’équipement en piézomètres des 4 forages verticaux réalisés depuis la crête (DCR1 à 4). Les chambres de mesure sont situées au droit du contact maçonnerie/rocher.

Le dispositif d’auscultation sera complété à l’issue des travaux :

- les voyants planimétriques 83, 84, 86, 87, 89 et 90 situés sur le parement aval sont dans l’emprise de la recharge (cote 108 environ) et devront être abandonnés. Il est proposé d’installer une nouvelle ligne de cocardes au-dessus de la cote de la recharge,

- il est également envisagé d’installer sur la recharge des poutres en béton armé ancrées dans les remblais dont l’extrémité dépassant du talus sera équipée d’un repère topographique,

- afin d’évaluer la poussée de la recharge sur le barrage des cellules de mesure de pression totale seront implantées contre le parement en maçonnerie de l’ouvrage, entre le parement et la couche de transition.

- les débits des drains existants seront redirigés vers la galerie de pied ou la chambre des vannes,

- des forages seront réalisés dans la galerie de pied afin de récupérer les éventuelles fuites du parement aval collectées par la couche de transition drainante,

- des piézomètres ouverts seront installés à l’aval du masque de rive gauche pour vérifier son efficacité,

- les coffrets de mesure des différentes cellules équipant le barrage seront regroupés dans un même lieu afin de faciliter les mesures.

1.6.2. Evolution des sous-pressions sous l’ouvrage

Les mesures des cellules de pression interstitielles permettent de suivre finement l’évolution des sous-pressions sous l’ouvrage, au droit de 5 profils amont-aval

Figure 5 : Profils équipés de cellules de pression



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Depuis les années 2000, on constate, pour une cote de plan d’eau égale au niveau de retenue normale, les faits suivants :

- certaines cellules affichent un niveau moyen constant ou quasi constant entre 2000 et 2013 : AM1, AV2, AV4 ;

- la cellule AV1b a connu de longues périodes sans mesure ;

- les cellules AM2, MI2, AM3, MI3, AV3, AM4, MI4 connaissent une évolution générale de leurs niveaux moyens à la hausse. Cette évolution est modérée (MI4, +1 m en 12 ans, sur la période janvier 2001 à janvier 2013) ou plus importante (AV3, +6,20 m sur la même période). Cette évolution n’est a priori pas stabilisée.

Suite au forage des drains en pied aval, il a été constaté d’une façon générale une baisse des sous-pressions sous l’ouvrage. Après les incidents survenus en cours de travaux (forts débits constatés sur certains drains, notamment DAV5 et DAV8, après débourrage de fissures du karst – voir chapitre II - § 2.3 ),la plupart des drains en pied aval a été rebouchée dans leur partie en fondation, la partie dans la maçonnerie de l’ouvrage a été laissée libre. Les drains DAV1, DAV2, DAV3, DAV9 et DAV12 ont été conservés.

Les niveaux piézométriques moyens au mois d’avril 2014 mesurés par les cellules des profils 1 à 4, pour un plan d’eau à cote de retenue normale, sont synthétisés dans le tableau ci-dessous. Sont également indiqués les niveaux piézométriques moyens mesurés en décembre 2012, préalablement aux travaux de forage des nouveaux drains au pied aval du barrage.

CPINiveaux moyens

(décembre 2012)

Niveaux moyens

(NGF) - avril 2014Variation (m)

AM1 118,4 118 -0,4

AV1b 110,3 113,5 3,2

AM2 108 104 -4

MI2 103 103 0

AV2 92 92,5 0,5

AM3 109,6 109,3 -0,3

MI3 107 106,5 -0,5

AV3 101,5 97,4 -4,1

AM4 112 112 0

MI4 111 111,3 0,3

AV4 98,4 98,4 0 Tableau 6 : Evolution des niveaux piézométriques

Le bénéfice des travaux de drainage a été ressenti principalement par la cellule AV3 du profil P3, profil le plus défavorable selon les précédentes analyses et par la cellule AM2 du profil 2. Pour les autres cellules, les niveaux mesurés en avril 2014 sont comparables à ceux mesurés en décembre 2012. La cellule AV1b du profil 1 voit ses niveaux croître de 3,2 m depuis décembre 2012.



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1.7. Modification des dispositifs d’exploitation et de surveillance

Le volet A de l’EDD a fait apparaitre le manque de fiabilité des dispositifs de commande des vannes sur le site, les risques encourus en cas de coupure d’électricité, les problèmes d’accès en crête de l’ouvrage en cas de situation exceptionnelle (tempête), l’absence d’éclairage.

Les travaux de confortement sont l’occasion d’améliorer ces différents points.

1.7.1. Déport des commandes des vannes de garde

Compte tenu de la mise en place du déversoir sur la crête du barrage (possibles déversements par-dessus la crête pour les crues extrêmes), les équipements permettant la manipulation des vannes sont déportés en rive gauche du barrage.

Les vannes seront également manœuvrables depuis la salle de commande de l’usine.

Un dispositif (type accumulateurs hydrauliques oléopneumatiques) permettra d’assurer une ou deux manœuvres d‘ouverture et de fermeture des vannes en cas de défaillance générale (alimentation électrique et groupe électrogène).

1.7.2. Sécurisation des vannes de la micro-centrale

Les vannes de la micro-centrale sont remplacées par des vannes à opercule équipées de servomoteurs. Elles sont commandées à distance à partir du local de surveillance, peuvent être secourues grâce au groupe électrogène et sont débrayables.

1.7.3. Mise en place d’un groupe électrogène de secours

Un groupe électrogène est installé dans l’enceinte de l’usine et dédié à l’alimentation des vannes de garde, des vannes de régulation et des vannes d’alimentation de l’usine en cas de défaut électrique.

1.7.4. Eclairage du barrage

Des éclairages seront installés au-dessus des portes d’accès de l’usine de traitement.

Des projecteurs seront répartis sur la plateforme au pied du barrage (au niveau de l’usine sur le côté faisant front au barrage et au-dessus des bâtiments de la chambre des vannes et de la microcentrale), ainsi que sur la crête du barrage et en rive gauche pour permettre les manipulations des vannes de garde des conduites de prise et de vidange.



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2. ACTUALISATION DES ALEAS NATURELS

2.1. Hydrologie

L’actualisation de l’étude hydrologique (voir chapitre II – paragraphe 1), sur la base notamment d’une étude hydrogéologique détaillée du karst, amène à diminuer les valeurs des débits de pointe des crues.

Débits de pointe (m3/s)

10 ans 50 ans 100 ans 1 000 ans 3 000 ans 10 000 ans

Total 50 90 106 178 242 306

Tableau 7 : Débits de pointe des crues

La capacité actuelle de l’évacuateur de crues lui permet d’encaisser, sans déversement par-dessus la crête, une crue de période de retour 100 ans mais est insuffisante pour encaisser la crue de période de retour 1 000 ans.

Les données à prendre en compte pour le dimensionnement du confortement et du nouvel évacuateur de crues sont les suivantes :

QPROJET = Q3000 = 240 m3/s

QEXTRËME = Q100 000 = 1,3 x 306 = 400 m 3/s

2.2. Géologie

La synthèse des études existantes et l’exploitation des résultats de la campagne de reconnaissances (voir chapitre II – paragraphes 2 et 3) montrent que la fondation sous l’ouvrage est principalement de type calcaire urgonien, y compris en partie basse de la rive gauche.

Le contact barrage / fondation est de très bonne qualité. Il subsiste des incertitudes sur sa géométrie, qui pourrait être en « marches d’escalier ».

Dans les premiers mètres sous le barrage, le calcaire, dont les cactéristiques mécaniques sont bonnes, est karstifié et présente de nombreuses fissures, ouvertes ou remplies de matériaux fins. Le suivi des pressions et des débits montre que les fissures sont largement connectées et alimentées par la retenue et le gouffre du Ragas.

2.3. Glissements de terrains – Stabilité des berges de la retenue

La mission géologique réalisée dans le cadre des reconnaissances a confirmé l’absence de risque d’un glissement en grand des berges de la retenue susceptible de provoquer une hausse significative du plan d’eau.

En revanche, un petit glissement de terrain au-dessus de l’évacuateur de crues



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susceptible obstruer le coursier, reste envisageable.

3. ACTUALISATION DE L’ANALYSE DE RISQUES

3.1. Etape 1 - Risques intrinsèques à l’ouvrage

3.1.1. Stabilité de la fondation

Comme indiqué précédemment, les reconnaissances ont permis de mieux connaitre la géométrie de la fondation et ses caractéristiques.

Le calcaire urgonien, qui constitue majoritairement la fondation du barrage, présente de très bonnes caractéristiques mécaniques. Le contact maçonnerie/fondation est également de très bonne qualité.

Les sondages confirment que la rive gauche du barrage est également fondée sur le calcaire.

En conclusion, il n’existe pas de signe d’instabilité de la fondation.

3.1.2. Stabilité du barrage

Une nouvelle étude de stabilité a été réalisée dans le cadre des études d’AVP. Cette étude a permis de dimensionner la géométrie de la recharge à mettre en place.

� Stabilité du barrage

Les calculs de stabilité du barrage conforté par une recharge aval sont effectués conformément aux recommandations du CFBR pour la justification de la stabilité des barrages poids.

Les caractéristiques mécaniques du barrage et de la fondation prises en compte sont les suivantes :

• angle de frottement à l’interface barrage / fondation : φ = 45° ;

• masse volumique de la maçonnerie : 2,3 t/m3 ;

• module d’Young de la maçonnerie : 17 400 MPa ;

• cohésion au contact barrage / fondation : c = 0,1 MPa.

L’étude a été menée sur les 4 profils du barrage, P1 à P4. Les profils piézométriques de sous pressions pris en compte intègrent une dérive à la hausse des sous-pressions, considérée comme constante sur les 40 prochaines années. Cette dérive a été estimée à partir d’une analyse statistique des mesures sur la période 2000-2012.

L’action de la recharge sur le barrage a été calculée selon la méthode du coin de Coulomb.

Au stade AVP, la recharge est supposée être constituée d’un unique matériau. Les caractéristiques mécaniques de la recharge sont les suivantes :

•••• Poids volumique : 20 kN/m3 ;

•••• Angle de frottement interne : 40°

•••• Cohésion : 0 kPa



SCP


On retient en première approche une largeur en crête de 4 m et une pente de talus de 1,5 H / 1 V conformément aux études des phases antérieures. Les calculs de stabilité ont pour but de caler la hauteur de la recharge stabilisatrice.

En situation normale, seul le profil P3 nécessite une recharge à la cote 100.

En situation rare, la recharge à la cote 100 suffit à stabiliser les 4 profils (F > 1, longueur fissurée < 25%).

En situation exceptionnelle, le profil 3 est dimensionnant et nécessite la construction d’une recharge à la cote 110.

Une étude de sensibilité sur les paramètres à l’interface montre que la construction d’une recharge à la cote 110 NGF garantit la stabilité du barrage de Dardennes conformément aux recommandations du CFBR avec des marges de sécurité supplémentaires.

� Stabilité de la recharge

La géométrie modélisée correspond à la coupe de plus grande hauteur de l’ouvrage, où les contraintes exercées par la recharge sont les plus importantes.

Les caractéristiques mécaniques et géométriques de la recharge sont résumées ci-après :

•••• Poids volumique : 20 kN/m3 ;

•••• Angle de frottement interne : 40°

•••• Cohésion : 0 kPa

•••• Arase de la recharge : 110 NGF

•••• Largeur en crête : 4 m

•••• Pente du talus : 1,5 H / 1 V

Les résultats des calculs de stabilité du talus aval de la recharge montrent que les coefficients de sécurité obtenus avec une pente de 1,5 H / 1 V sont inférieurs aux coefficients recommandés par le CFBR (F > 1,2 en situation normale d’exploitation et F > 1,1 en situation accidentelle).

Par conséquent, la pente du talus aval de la recharge doit être portée à 1,6H / 1V. L’action stabilisatrice de la recharge sur le barrage, dont le volume a été augmenté, est modifiée ; ce gain de poids a un effet favorable sur la stabilité du barrage.

� Vérification de la stabilité du barrage

De nouveaux calculs de stabilité sont réalisés avec une recharge optimisée (largeur en crête de 3,5 m au lieu de 4 m pour réduire la surface d’emprise des remblais au pied aval) et dans le cas du barrage vide. Les résultats obtenus sont satisfaisants.

Par ailleurs, pour vérifier la stabilité du barrage au-dessus de l’arase supérieure de la recharge, un calcul complémentaire a été réalisé au droit du profil le plus défavorable (profil 3) pour 4 niveaux dans le corps du barrage (et 1 à l’interface barrage/fondation).

Les résultats obtenus sont les suivants :



SCP


En situation normale (RN 123,15 NGF)

En combinaison extrême de crue (PHEE 126,15 NGF)

Ces résultats montrent que le coefficient de sécurité augmente lorsque le niveau de la surface considérée augmente. Cela s’explique par le fait que la recharge n’est ni rigide ni semi-infinie : contrairement à un massif béton, le remblai d’enrochements ne constitue pas un point dur et ne bloque pas les éventuels déplacements du barrage.

L’interface située au droit de l’arase supérieure de la recharge à 110 NGF ne constitue donc pas une zone de cisaillement privilégiée, quelle que soit la cote du plan d’eau envisagée (y compris la cote de danger).

3.1.3. Vantellerie – Dispositifs de commande

Les différents risques identifiés dans le volet A de l’EDD (usure mécanique, coincement en ouverture ou fermeture) sont réduits par les travaux annexes (diagnostic de l’ensemble des vannes, remplacement des vannes vétustes).

Différents dispositifs sont également prévus pour réduire les risques de défaillance des dispositifs de commande ou d’alimentation :

- mise en place d’un groupe électrogène mobile

- dispositif de secours des vannes de garde en cas de coupure d’alimentation,

- commande à distance

A l’issue des travaux, les manœuvres de l’ensemble des vannes, en particulier des vannes de garde et de régulation des vidanges seront sécurisées.



SCP


3.2. Etape 3 – Analyse des modes de défaillance

Ce paragraphe détaille les modes de défaillances dont l’occurrence est modifiée par les travaux de confortement.

Le tableau AMDE complet est présenté sur les planches 55 à 60. Sont indiquées en rouge les modifications apportées par les travaux de confortement (volet B) et en bleu les modifications apportées par les travaux de l’évacuateur de crues (volet C).

3.2.1. Fondation (F)

F1 à 4

Les reconnaissances ont levé le doute sur la fondation du barrage en pied de rive gauche. Le risque de déstabilisation de la rive gauche par érosion interne (F3) peut donc être écarté et jugé extrêmement rare (classe 1).

Les occurrences des autres évènements restent inchangées.

3.2.2. Barrage (S)

S1 à 4

Les occurrences de S2 et S4 restent inchangées. L’occurrence de S1 (qui correspond à l’ERC 2) est diminuée (classe 3 � 2).

Une inspection du parement amont va être réalisée et, en cas de dégradations, des travaux de réparation de l’enduit amont seront effectués pendant les travaux de confortement. Le risque de perte d’étanchéité du parement (S3) peut donc être déclassé (classe 3 � 2).

3.2.3. Evacuateurs (D-EP-ES)

D1 à 3, EP1, ES1 et 2

Aucune modification par rapport au volet A de l’EDD.

3.2.4. Conduites (vidanges VG/VD et prise P)

P1/VG1/VD1-1 à P5/VG5/VD5

Les travaux de confortement permettent de réduire significativement les risques identifiés dans le volet A de l’EDD. Les occurrences modifiées sont indiquées en rouge.

3.2.4.1. MODES DE DEFAILLANCE DES VANNES (GARDE OU REGULATION)

P1/VG1/VD1-1 à 7 ET P5/VG5/VD5-1 à 7

Les vannes de garde et de régulation ne seront a priori pas remplacées (sauf pour la vanne de garde de la prise d’eau, ce sont des vannes récentes (2006) et opérationnelles). En revanche, leurs dispositifs de commande vont être modifiés et sécurisés, ce qui réduit l’occurrence de commande inopérante. De même, la modernisation du dispositif (associée à la formation du personnel) diminue le risque d’erreur humaine (jugé improbable).



SCP


Ouverture involontaire � classe 3 (sauf vanne garde prise)

� rupture � classe 2

� ouverture incontrôlée � classe 3

• défaillance de dispositif de commande : classe 4 � 3 (rénovation dispositif)

• erreur humaine : classe 3

� défaut de fermeture « coincement » �� classe 3 sauf vanne garde prise

• embâcle : classe 2

• coincement usure ou rouille : classe 3 (toutes vannes changées en 2006) ou 4 (vanne de garde prise)

� coincement suite séisme : classe 2

� défaut de fermeture « commande inopérante » �� classe 3

• défaillance dispositif de commande : classe 4 � 3 (rénovation dispositif)

• défaut d’alimentation électrique : classe 5 � 3 (vannes de garde : GE + dispositif oléo-pneumatique - vannes de régulation : GE + commande manuelle)

Fermeture involontaire �� classe 3

� fermeture incontrôlée �� classe 3


• erreur humaine � classe 4 � 3 (modernisation dispositif)

� défaut d’ouverture « coincement » �� classe 3

• embâcle : classe 2

• coincement usure ou rouille : classe 3 (toutes vannes récentes) – nb : vanne garde de prise ancienne mais toujours ouverte

• coincement séisme : classe 2

� défaut d’ouverture « commande inopérante » �� classe 3


• défaut d’alimentation électrique : classe 5 � 3 (vannes de garde : GE + dispositif oléo-pneumatique - vannes de régulation : GE + commande manuelle)

A noter que les évènements correspondant aux vannes de régulation « ouvertes » n’ont pas été retenus dans l’analyse de risques (aucune conséquence en aval).

3.2.4.2. MODES DE DEFAILLANCE DES RENIFLARDS

P2/VG2/VD2-1 et 2

Non retenu dans l’analyse de risques.



SCP


3.2.4.3. MODES DE DEFAILLANCE DU COUDE DE LA PRISE

P3-1 et P3-2

Le coude de la conduite de prise ne sera pas remplacé pendant les travaux. Les occurrences des défaillances restent donc identiques :

� rupture coude �� classe 4

� obstruction coude �� classe 3

3.2.4.4. MODES DE DEFAILLANCE DE LA CONDUITE

P4/VG4/VD4-1 et 2

Dans le volet A, deux tronçons avaient été considérés : conduite dans le barrage, récemment chemisé, et conduite d’origine en aval.

Les portions aval des conduites vont être remplacées pendant les travaux ; elles seront protégées par des dalots béton et seront donc visitables. Il n’y a donc plus lieu de distinguer plusieurs types de conduites et les occurrences finales sont donc les suivantes (à l’intérieur de la maçonnerie comme en aval du barrage) :

� rupture conduite �� classe 4 �� 2 (toutes conduites remplacées).

� obstruction conduite �� classe 2

• embâcle � classe 2

• écrasement � classe 3 � 2

3.2.5. Conduite usine (CU)

3.2.5.1. MODES DE DEFAILLANCE DE LA VANNE AMONT

CU1 – 1 à 7

La vanne amont de la conduite usine ainsi que son système de commande vont être rénovés voire remplacés lors des travaux. Les occurrences de défaillance sont donc modifiées comme suit et identiques à celles des vannes de régulation des conduites de prise et de vidange.

Ouverture involontaire (CU1- 1 à 4) �� classe 3

� rupture � classe 2

� ouverture incontrôlée � classe 3

� défaut de fermeture « coincement » �� classe 3

� défaut de fermeture « commande inopérante » �� classe 3

Nb : ce dernier mode de défaillance n’existait pas dans le volet A de l’EDD, la vanne n’étant pas motorisée.

Fermeture involontaire (CU1- 5 à 7) �� classe 3

� fermeture incontrôlée �� classe 3

� défaut d’ouverture « coincement » �� classe 3

� défaut d’ouverture « commande inopérante » �� classe 3



SCP


3.2.5.2. MODES DE DEFAILLANCE DE LA CONDUITE

CU2 – 1 et 2

Le second élément est la conduite elle-même, qui va être remplacée lors des travaux, d’où les occurrences de défaillance suivantes (CU2- 1 et 2) :

� rupture � classe 4 �� 2

� obstruction conduite �� classe 2

3.2.6. Micro-centrale (MC)

MC1 à 7

Les différentes conduites ainsi que toutes les vannes alimentant la micro-centrale vont être remplacées lors des travaux, ce qui conduit à diminuer les occurrences des défaillances considérées dans le volet A de l’EDD.

3.2.6.1. MODES DE DEFAILLANCE DES VANNES (MC2 – MC4 – MC7)

Ouverture involontaire (MC2/4/7- 1 à 4) �� classe 3

Fermeture involontaire (MC2/4/7- 5 à 7) �� classe 3

3.2.6.2. MODES DE DEFAILLANCE DES CONDUITES (MC1 - MC3 - MC6)

Toutes les conduites de la micro-centrale vont être remplacées. Les occurrences de défaillance peuvent donc être fortement réduites :

� rupture � classe 4 �� 2

� obstruction conduite �� classe 4 �� 2

3.2.6.3. MODES DE DEFAILLANCE DE LA TURBINE (MC5)

Les modes de défaillance de la turbine n’ont pas été retenus dans l’analyse de risques car sans conséquences aval.

3.2.7. Tunnel et conduite du Ragas

B1 - RA1 à 3 – VR1 à VR4

Aucune modification n’étant effectuée sur le tunnel et la conduite du Ragas durant les travaux, les défaillances ainsi que leurs occurrences restent identiques.

3.2.8. Plate-forme aval (PA)

P1

Aucune modification n’est effectuée sur le chenal, les risques restent donc identiques.

3.2.9. Masque (M)

M1 à 3

Il est observé la lente mais continue calcification des puits de drainage du masque. Dans les travaux de confortement, il est prévu une remise en service des piézomètres



SCP


en aval du masque et une restauration des sections d’origine des puits drainants. Ces travaux permettent de diminuer le risque de colmatage des puits drainants (M1 : classe 3 � 2).

3.2.10. Evènements Initiateurs externes (EX1 à 15)

EX1 à 11

Parmi les EI externes figurent les aléas naturels présentés au chapitre 6.

Les aléas crues et séisme (EX6 et 7) demeurent inchangés.

Concernant l’aléa « glissement de terrain », l’étude géologique complémentaire confirme l’absence de risque d’un glissement en grand des berges de la retenue (EX8 – classe 1). Dans le volet B de l’EDD, qui ne concerne que les travaux de confortement, le risque de glissement au-dessus de l’évacuateur de crues reste inchangé (EX9 - classe 3). De même, les risques d’embâcles (EX5) restent identiques.

Compte-tenu de la sécurisation des dispositifs de commande (groupe électrogène + commande manuelle), le risque d’une perte d’alimentation peut être jugé improbable (EX1 – classe 3). De même, la modification des dispositifs de commande amènent à diminuer les risques de défaillance des dispositifs (EX2 et 3 – classe 3) ainsi que d’erreur humaine (EX4 – classe 3).

Enfin, les aléas tempête et incendie de forêt n’ont plus d’incidences dans les ERC ; l’impossibilité d’accès à la crête du barrage n’empêchera pas la manœuvre des vannes de garde, qui pourra s’effectuer depuis l’usine (commande à distance).

3.3. Etape 4 : Etablissement des arbres de défaillance

Classe 5 4 3 2 1

Dénomination courant probable improbable rare extrêmement rare

Tableau 8 : Classes de probabilité

3.3.1. ERC 1 – Rupture de la fondation

PLANCHE 61 : ARBRE DE DEFAILLANCE - VOLET B – SCENARIO ERC 1

Les nouvelles reconnaissances ont levé l’incertitude sur la fondation de rive gauche. Le risque d’érosion interne des éboulis parait donc rare.

La réalisation d’un remblai en aval du barrage, en ajoutant du poids sur la fondation et la rive gauche, permet par ailleurs de diminuer le risque de glissement ou de soulèvement de la fondation. Cela conduit à diminuer l’occurrence du scénario ERC 1.

La probabilité d’occurrence d’une rupture de la fon dation (ERC 1) devient extrêmement rare (classe de probabilité 1) .

La cinétique de cette rupture est rapide.



SCP


3.3.2. ERC 2 – Rupture du barrage suite à l’atteinte de la cote de danger


La mise en place d’une recharge en enrochement sur le parement aval permet d’améliorer la stabilité du barrage. Les calculs de stabilité montrent que, même en tenant compte d’une dérive constante de la piézométrie sous l’ouvrage dans les 40 prochaines années, la cote de danger du barrage sera supérieure à 126 (soit 1 m de plus que la cote de crête du barrage) une fois la recharge mise en place (coefficient de sécurité > 1).

Avec les capacités actuelles de l’évacuateur de crues, en supposant, comme dans l’étude SOGREAH, qu’au-delà de la cote 125 m NGF, la crête du barrage constitue un déversoir de 154 m de longueur, le débit évacuable sous la cote 126 m NGF est de l’ordre de 400 m3/s (dont environ 150 m3/s par l’évacuateur et 250 m3/s par-dessus la crête du barrage), ce qui correspond, d’après la nouvelle étude hydrologique, à une crue extrême, de période de retour 100 000 ans.

Une fois le barrage conforté, trois évènements pourraient donc conduire à l’atteinte de la cote de danger :

- un glissement de grande ampleur des berges de la retenue. L’étude géologique a confirmé l’absence de possibilité de grand glissement, le risque est donc jugé extrêmement rare (classe 1).

- l’arrivée d’une crue extrêmement rare (classe 1 / période de retour > 100 000 ans),

- ou l’arrivée d’une crue plus fréquente (classe 2 / période de retour ~5 000 ans) mais concomitante avec une obstruction de l’évacuateur de crue, qui empêcherait l’évacuation des débits et provoquerait une montée excessive du plan d’eau.

Comme dans le volet A de l’EDD, l’obstruction de l’évacuateur est jugée improbable (classe 3) et la conjonction d’une crue de classe 2 et de l’obstruction de l’évacuateur (classe 3) conduit à un évènement de classe 2.

Le risque de rupture de l’ouvrage par atteinte de l a cote de danger (ERC 2) parait donc au final rare (classe de probabilité 2) . La mise en place du remblai aval, qui stabilise le barrage, permet de déclasser d’un point l’occurrence de ce scénario.

Comme pour l’ERC précédent, la cinétique de la rupture est rapide.

A noter que ce scénario ne s’intéresse qu’à la stabilité intrinsèque du barrage. Ne sont en particulier pas prises en compte les conséquences des très forts débits relâchés de façon incontrôlés par-dessus la crête du barrage (jusqu’à plus de 250 m3/s) et notamment des érosions probables de la recharge aval ou des berges. Ces évènements sont considérés dans les scénarios ERC4 et ERC5.



SCP


3.3.3. ERC 3 – Rupture barrage liée aux sous-pressions int ernes


L’ERC étudié dans ce chapitre est une rupture du barrage provoquée par une augmentation des sous-pressions sous le pied de l’ouvrage ou à l’intérieur de la maçonnerie.

Comme dans le volet A de l’EDD, l’ERC 3 est la conjonction d’une augmentation des sous-pressions (phénomène à cinétique lente) et d’une impossibilité de baisse du plan d’eau.

Enchainement des différents ERC composant l’ERC 3 (rupture du barrage liée aux sous-pressions) :

3.3.3.1. AUGMENTATION DES SOUS-PRESSIONS

Trois phénomènes pourraient être à l’origine d’une augmentation des sous-pressions dans le corps du barrage : - une perte d’étanchéité de la fondation sous le barrage - une perte d’étanchéité du parement - ou une fuite dans le corps du barrage

Les travaux de confortement ne modifient pas l’occurrence du premier phénomène (classe 4).

L’inspection du parement amont et les travaux de réparation éventuels permettent de diminuer le risque de perte d’étanchéité du parement (S3 - classe 2).

Les travaux effectués sur les conduites et vannes permettent de sécuriser la fermeture des vannes de garde, sur la prise comme sur les vidanges (à noter qu’une fois les travaux effectués, les vannes de garde des vidanges seront maintenues ouvertes ; le risque à considérer en regard d’une fuite sur la conduite sera donc l’impossibilité de fermeture de la vanne de garde, et non comme dans le volet A, le risque d’une ouverture incontrôlée). Le risque de non-fermeture de la vanne de garde est jugé probable sur la prise (la vanne ne sera pas changée pendant les travaux) et improbable sur les vidanges.

Cependant le risque de fuite d’une conduite à l’intérieur du barrage restant très faible

EI 3B (Impossibilité d’ouverture

fermeture incontrôlée vanne garde)

EI 3C (impossibilité d’ouverture

vanne régulation)

EI 3A Conduites barrage

Inutilisables

ERC 3

Augmentation des sous-pressions



SCP


(les conduites ont été chemisées récemment) cela ne modifie pas le risque final de fuites dans le corps du barrage qui reste rare (classe 2).

Les probabilités d’augmentation des sous-pressions dans ou sous le corps du barrage sont peu modifiées par rapport à celles du volet A :

- la perte d’étanchéité de la fondation sous le barrage reste la cause la plus vraisemblable (classe 4),

- le risque de perte d’étanchéité du parement est réduit du fait de l’inspection de l’enduit et des travaux qui seront programmés si nécessaire (classe 2 au lieu de 3),

- la fuite d’une conduite dans le corps du barrage est envisageable mais jugée rare (classe 2).

Dans les deux premiers cas, les trois conduites (2 vidanges + prise) peuvent être utilisées pour vider le barrage. Dans le dernier cas, seules deux conduites sont disponibles (l’une étant fuyarde).

3.3.3.2. IMPOSSIBILITE DE BAISSE DU PLAN D’EAU

PLANCHE 63 : SOUS - ARBRE DE DEFAILLANCE DE L’ERC3 - VOLET B – SCENARIO EI 3A

�� Vidange inutilisable

Comme indiqué ci-dessus, une fois les travaux achevés, les vannes de garde et régulation seront utilisées plus « classiquement » qu’aujourd’hui, à savoir : vanne de garde maintenue ouverte / vanne de régulation fermée.

La vidange ne sera donc pas utilisable en cas : - de fermeture involontaire de la vanne de garde (EI 3B � classe 3 – voir ci-

dessous) - de défaut d’ouverture de la vanne de régulation (EI 3C � classe 3 – voir ci-

dessous) - d’obstruction de la conduite par embâcle, ou écrasement de la partie aval.

Compte-tenu des travaux sur les conduites, l’occurrence de cet EI devient rare (classe 2).

EI 3B – Fermeture incontrôlée de la vanne de garde

PLANCHE 64 : SOUS - ARBRE DE DEFAILLANCE DE L’ERC3 - VOLET B – SCENARIO EI 3B

La rénovation du dispositif de commande permet de diminuer l’occurrence d’une défaillance : une fermeture incontrôlée de la vanne de garde est jugée improbable (classe 3).

EI 3C – Impossibilité d’ouverture de la vanne de régulation

PLANCHE 64 : SOUS - ARBRE DE DEFAILLANCE DE L’ERC3 - VOLET B – SCENARIO EI 3C

L’occurrence du défaut d’ouverture par coincement reste identique (classe 3). La rénovation du dispositif de commande et la mise en place d’un système de secours (groupe électrogène) permettent de déclasser l’occurrence du défaut d’ouverture par commande inopérante (classe 4 � 3). Au final, l’impossibilité d’ouverture d’une vanne de régulation est jugée improbable (classe 3).



SCP


�� Prise d’eau inutilisable

En ce qui concerne la prise :

A- La fermeture incontrôlée de la vanne amont devient improbable en raison de la rénovation du dispositif de commande (EI 3B) – classe 4 � 3

B- l’obstruction de la conduite en amont du piquage reste improbable - classe 3 (pas de rénovation du coude amont de la conduite de prise)

C- l’obstruction de la conduite en aval du piquage devient rare (remplacement des conduites – classe 3 � 2) et l’impossibilité d’utiliser le by-pass de la micro-centrale devient improbable (rénovation de la micro-centrale - classe 4 � 3)

D- un défaut d’ouverture de la vanne de régulation aval (EI 3C) devient improbable– classe 4 � 3 et l’impossibilité d’utiliser la conduite usine devient également improbable – classe 4 � 3

Au final, l’impossibilité d’utiliser la prise (suite à une défaillance amont A ou B) parait donc improbable (classe 3).

�� Conclusion : impossibilité d’utiliser les conduite s

L’impossibilité d’utiliser l’une des conduites de vidange ou la conduite de prise est jugée improbable (classe 3).

Comme indiqué précédemment, 2 ou 3 conduites sont disponibles pour vider le barrage selon les cas. Dans les deux cas, la probabilité de ne pas pouvoir vider le barrage est au final de classe 2 .

Impossibilité d’utiliser 2 ou 3 des conduites en aval du barrage

3.3.3.3. CONCLUSION

Les travaux de confortement de l’ouvrage prévoient le remplacement des conduites en aval du barrage, la création de la nouvelle micro-centrale et la sécurisation de l’ensemble des vannes (changement des anciennes vannes, rarement ou jamais manœuvrées, rénovation et sécurisation des dispositifs de commande). En conséquence, l’utilisation des conduites de prise et/ou de vidange, qui permettent de baisser le plan d’eau en cas d’augmentation des sous-pressions dans l’ouvrage, est sécurisée.

Dans le cas d’une fuite à l’intérieur du corps du barrage, le risque de rupture est jugé

3 3

2 2

3 3

2

3

2 conduites disponibles 3 conduites disponibles

ET

Défaut vidange RG

Défaut vidange RD

Défaut Prise

ET

Défaut vidange RG

Défaut vidange RD

ET



SCP


extrêmement rare (classe 1). En cas de perte d’étanchéité du parement mais surtout de la fondation, le risque apparait au final rare (classe 2).

La présence de la galerie de pied peut être considérée comme une ultime barrière de sécurité : si les sous-pressions sous le pied de l’ouvrage venaient malgré tout à augmenter, il serait possible alors de venir traiter la fondation (forages d’injection ou de drainage) depuis la galerie. Au final, on peut donc considérer que, suite aux travaux de confortement, le risque de rupture du barrage en raison des sous- pressions devient extrêmement rare (classe 1).

3.3.4. ERC 4 – Rupture de la rive gauche



Une réflexion est en cours pour d’une part restaurer les sections d’origine des puits et conduites du masque, d’autre part contrôler l’efficacité du masque en créant un rideau de piézomètres en aval (ou en réhabilitant les piézomètres abandonnés). Le programme de l’ETC 2017 prévoit en particulier une inspection détaillée des drains (imagerie sur les puits verticaux, scan de certains puits). A l’issue de ces travaux, la probabilité de colmatage des puits drainants du masque sera donc moindre et peut être jugée rare (classe 2).

Par ailleurs, comme vu au paragraphe précédent, les travaux sur les conduites et les vannes conduisent à sécuriser l’utilisation des dispositifs de vidange, qui permettraient de baisser le plan d’eau en cas d’anomalie sur le masque.

La probabilité d’une déstabilisation du masque par érosion interne est jugée extrêmement rare (classe 1).

La réévaluation des crues conduit à diminuer l’occurrence de la crue conduisant au déversement par-dessus la crête :

- classe 3 au lieu de 4 pour la crue seule (scénario 1)

- classe 4 au lieu de 5 pour la crue associée à une indisponibilité de l’évacuateur de crues. Le risque d’obstruction de l’évacuateur restant inchangé (classe 3).

Le risque d’un déversement en crête provoquant une érosion externe de la rive gauche est jugé improbable (classe 3).

A l’issue des travaux de confortement, la probabilité finale de rupture de la rive gauche est donc jugée extrêmement rare (classe 1) pour l’érosion interne et improbable (classe 3) pour l’érosion externe.

.

3.3.5. ERC 5 – Inondation de la plate-forme


Le scénario envisagé correspond à une inondation de la plate-forme aval du barrage, qui noierait l’usine et ses accès et couperait la route en aval du barrage.

Comme l’ERC3, l’ERC5 a nécessité la construction de deux sous-ensembles (EI 5A et EI 5B) :



SCP


Composition de l’ERC 5 (inondation de la plate-forme) :

Quatre scénarios pourraient conduire à une inondation de la plate-forme aval :

1- l’arrivée d’une crue moyenne qui provoquerait un déversement par-dessus la crête

2- l’arrivée d’une crue plus fréquence associée à une obstruction de l’évacuateur de crues, qui provoquerait soit un déversement par-dessus la crête ou un débordement de l’évacuateur de crues ou du chenal de vidange sous l’usine.

3- la fuite d’une conduite en aval du barrage (EI 5A)

4- la rupture de la portion de conduite du Ragas située sur la plate-forme (EI 5B)

3.3.5.1. CRUE ET DEVERSEMENTS

Les travaux de confortement n’influent pas sur l’évacuation des crues ; la réévaluation des crues conduit à diminuer l’occurrence de la crue conduisant au déversement par-dessus la crête (voir ERC 4).

3.3.5.2. FUITE EN AVAL DU BARRAGE – EI 5A

PLANCHE 67 : SOUS - ARBRE DE DEFAILLANCE DE L’ERC5 - VOLET B – SCENARIO EI 5A

La fuite pourrait concerner l’une des conduites en aval du barrage : vidange, prise ou by-pass de la micro-centrale. On a supposé dans chaque scénario qu’il était impossible de couper le débit en amont de la fuite.

� Conduite de vidange

La rupture de la conduite en aval du barrage devient rare - classe 4 � 2.

L’impossibilité de fermeture de la vanne de garde de la vidange, maintenue ouverte, est improbable (voir ERC3) – classe 3.

Au final, la conjonction d’une fuite sur la vidange et d’une impossibilité de couper le débit en amont est rare - classe 3 � 2.

� Conduite de prise

La rénovation du dispositif de commande permet de sécuriser la fermeture de la vanne de garde de la prise, mais la vanne elle-même et le coude n’étant pas remplacés, le risque final de ne pas pouvoir couper le débit reste probable (classe 4).

En revanche, la rénovation des conduites et des vannes en aval du barrage (micro-centrale et conduite usine) permet de diminuer sensiblement le risque d’une rupture et/ou d’une défaillance en fermeture d’une des nombreuses vannes. Au final, le risque est jugé rare (classe 4 � 2).

EI 5A

Fuite en aval du barrage

EI 5B

Rupture conduite amenée

Ragas

ERC 5



SCP


Le risque de fuite en aval du barrage (EI 5A) appar ait donc nettement réduit : classe 4 �� 2.

3.3.5.3. RUPTURE AMENEE RAGAS – EI 5B

PLANCHE 68 : SOUS - ARBRE DE DEFAILLANCE DE L’ERC5 - VOLET B – SCENARIO EI 5B

Les travaux de confortement ne concernent pas la conduite du Ragas, dont le risque de rupture reste rare – classe 2.

3.3.5.4. CONCLUSION : RISQUE D’INONDATION DE LA PLATE-FORME

Au final, le risque d’inondation le plus probable n’est plus comme précédemment la rupture d’une conduite en aval du barrage, mais l’arrivée d’une crue qui provoquerait un déversement par-dessus la crête du barrage. L’ERC 5 est jugé improbable (classe de probabilité 3).

3.3.6. ERC 6 – Rupture Ragas

PLANCHE 55 : ARBRE DE DEFAILLANCE – VOLET B - SCENARIO ERC 6

Le risque de rupture du Ragas demeure inchangé par rapport au volet A de l’EDD ; il est jugé extrêmement rare (classe 1).

3.4. Etape 5 : Evaluation de la gravite des ERC identifiés

Les conséquences des ERC demeurent inchangées :

- désastreuses en cas de rupture du barrage � classe de gravité 5 pour les ERC 1 à 4,

- sérieuses en cas d’inondation de la plate-forme aval � classe de gravité 2 pour l’ERC 5,

- importantes en cas de rupture du Ragas � classe de gravité 3 pour l’ERC 6.



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3.5. Etape 6 : Synthèse des scenarios

Le tableau suivant résume les conséquences des 5 ERC identifiés en termes de cinétique, volume, section, débit, et donne leur classe de probabilité et de gravité.

Occurrence Gravité

ERC 1 Rupture de la fondation

3 �� 1 5

ERC 2 Rupture barrage suite à l’atteinte de la

cote de danger 3 �� 2 5

ERC 3 Rupture barrage liée aux sous-

pressions 3 �� 1 5

ERC 4 Rupture de la rive gauche

4 �� 3 5

ERC 5 Inondation de la plate-forme aval

4 �� 3 2

ERC 6 Rupture du tunnel du Ragas

1 3

Tableau 9 : Volet B - Synthèse des scénarios retenus dans l’analyse de risques

En fonction de leurs classes d’occurrence et de gravité, les différents ERC ont été positionnés sur la matrice de criticité.

Tableau 10 : VOLET B - Positionnement des ERC dans la matrice de criticité



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La matrice de criticité montre que les travaux de confortement et que tous les travaux sur les conduites et les vannes permettent de diminuer significativement les risques. Trois ERC passent en zone verte : l’ERC 1 et l’ERC 3, précédemment en zone rouge, et l’ERC 5, précédemment en zone orange. Enfin, l’ERC 2 passe de la zone rouge à la zone orange. Du fait de la réévaluation des niveaux de crues, la probabilité d’occurrence de l’ERC 4 est diminuée, mais ce scénario reste en zone rouge.

Une fois les travaux de confortement achevés, un ERC reste en zone rouge (ERC 4 – rupture de la rive gauche) et un ERC est en zone orange (ERC 2 – atteinte de la cote de danger).


CHAPITRE IV– VOLET C – BARRAGE ETAT CONFORTE ET MISE A NIVEAU DE L ’EVACUATEUR DE CRUES

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CHAPITRE IV

VOLET C – BARRAGE ETAT CONFORTE ET MISE A NIVEAU DU NOUVEL EVACUATEUR

1. MODIFICATIONS APPORTEES PAR LES TRAVAUX

1.1. Dimensionnement du nouvel évacuateur de crues

L’actualisation de l’étude hydrologique (voir chapitre II – paragraphe 1) amène à fixer les critères de projet suivants :

Crue Fréquence Débit de pointe Cote de la retenue

Crue de projet 3 000 ans 240 m3/s PHE = 125 m

Crue extrême

100 000 ans

400 m3/s (1,3 x débit de la crue 10 000 ans)

Cote de danger = 126 m

Tableau 11 : Dimensionnement du nouvel évacuateur de crues

Le nouvel évacuateur de crues doit donc permettre d’évacuer un débit de 240 m3/s sous la cote 125 m NGF (cote de crête du barrage).

Au-delà de la crue de projet, les débits sont également évacués par surverse au-dessus de la crête du barrage ; des aménagements permettent à l’ouvrage de supporter ces déversements (limitation de la zone de déversement en crête, protection du remblai aval). Le débit total (évacuateur + crête) de 400 m3/s doit être évacué sous la cote 126 m NGF.

1.2. Description du nouvel ouvrage

La solution présentée dans l’étude de diagnostic a été optimisée afin de réduire le coût des travaux (diminution des excavations et diminution des volumes de béton armé pour la construction de la nouvelle structure).

Les travaux envisagés sur l’évacuateur actuel sont les suivants :

1) Conserver sur les 50 premiers mètres de la boite, la géométrie du canal existant.



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2) Elargir et approfondir progressivement la boîte dans sa partie aval. Au droit du barrage, les sections du chenal ont une largeur de 12 mètres environ et sont approfondies de 70 cm par rapport au niveau de l’existant (à l’exception du pertuis RG sous le barrage qui n’est pas modifiée).

3) Poursuivre l’élargissement du chenal à l’aval du barrage jusqu’au ponceau du chemin de randonnée, où les sections de l’existant sont retrouvées.

4) Maintenir l’approfondissement de 70 cm du chenal existant du barrage jusqu’au ponceau du chemin de randonnée, où le niveau altimétrique du radier du chenal existant est retrouvé (marche positive).

5) Modifier le déversoir à fenêtre de manière à limiter à 40 m3/s le débit détourné

6) Maintenir en l’état le chenal existant de l’évacuateur de crues à l’aval du ponceau du chemin de randonnée.

7) Construire un chenal adjacent à l’existant, depuis l’aval immédiat du déversoir à fenêtres jusqu’à la restitution au Las à l’aval de la station de traitement. Ce chenal de largeur 6 mètres est alimenté par un déversoir latéral situé sur le bajoyer RG du chenal principal, entre le déversoir à fenêtres et le ponceau du chemin de randonnée. En première approche, le radier du chenal est calé 1,70 m en dessous du niveau altimétrique du radier du chenal existant (soit -1 m par rapport au chenal après travaux en amont du ponceau) ; sa pente est identique à celle du chenal principal. Le calage de ce nouveau chenal sera affiné avec les résultats des reconnaissances actuellement en cours.

Le chenal est terminé par un coursier en marches d’escalier, de largeur 2 à 3 fois celle de l’existant, afin de maintenir un débit spécifique analogue au débit actuel (capacité de l’existant environ 100 m3/s).

Le niveau de restitution dans le Las du chenal projeté sera identique à celui du chenal principal.

Pour les crues extrêmes, il est également envisagé d’aménager la crête du barrage afin de permettre une surverse et canaliser les écoulements. Les aménagements aval (recharge aval, plate-forme, bas de la rive gauche) seront protégés.

Cet évacuateur permettrait d’évacuer la crue de projet (240 m3/s) sans débordement, et la crue de 300 m3/s à la cote 125,3 NGF (crête + 30 cm) sans débordement non maîtrisée à l’extérieur des chenaux de l’évacuateur de crues.

Les déversements sur la crête du barrage, acceptés au-delà de la crue de projet, seront eux maîtrisés jusqu’à hauteur de la crue extrême.

Le calage précis du fonctionnement de l’évacuateur de crues ainsi modifié sera effectué lors des essais sur modèle réduit.



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2. ACTUALISATION DE L’ANALYSE DE RISQUES

2.1. Etape 3 – Analyse des modes de défaillance

Ce paragraphe détaille les modes de défaillances dont l’occurrence est modifiée par les travaux du nouvel évacuateur.

Le tableau AMDE complet est présenté sur les planches 55 à 60. Sont indiquées en rouge les modifications apportées par les travaux de confortement (volet B) et en bleu les modifications apportées par les travaux de l’évacuateur de crues (volet C).

2.1.1. Fondation (F)

F1 à 4

Aucun changement n’est apporté par les travaux, les occurrences restent inchangées.

2.1.2. Barrage (S)

S1 à 4

Les occurrences restent inchangées, sauf pour l’EI S1 (qui correspond à l’ERC 2) et dont l’occurrence est diminuée (classe 2 � 1).

2.1.3. Evacuateurs (D-EP-ES)

D1 à 3, EP1, ES1 et 2

2.1.3.1. DEVERSOIR (D)

Les travaux envisagés vont permettre de réduire considérablement les risques d’obstruction de la partie amont de l’évacuateur (réfection du seuil et des bajoyers, élargissement de la boîte et sécurisation du talus, élargissement du passage au droit du barrage).

Les risques des évènements D1 et D3 sont donc jugés rares (classe 2).

2.1.3.2. EVACUATEUR PRINCIPAL (EP)

Là encore, les travaux envisagés vont sécuriser l’ouvrage : élargissement du coursier en amont, doublement en aval, sécurisation des terrains surplombant. Le risque d’obstruction du coursier de l’évacuateur principale est jugé rare (classe 2).

2.1.3.3. EVACUATEUR SECONDAIRE (ES)

L’évacuateur secondaire sera peu modifié par les travaux. En revanche, le mode d’alimentation sera amélioré (seuil amont) et le risque d’obstruction réduit ; il peut également être jugé rare (classe 2).



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2.2. Etape 4 : Etablissement des arbres de défaillance

2.2.1. ERC 1 – Rupture de la fondation

PLANCHE 69 : ARBRE DE DEFAILLANCE – VOLET C - SCENARIO ERC 1

Le scénario ERC 1 reste inchangé, il est jugé extrêmement rare (classe de probabilité 1) .

2.2.2. ERC 2 – Rupture du barrage suite à l’atteinte de la cote de danger


Suite à la construction du nouvel évacuateur de crue et de l’élargissement significatif de l’évacuateur, les risques d’obstruction du déversoir deviennent rares, et la conjonction d’une crue et de l’obstruction du déversoir extrêmement rare.

Au final, une fois le confortement et le nouvel éva cuateur réalisés, les risques de rupture par atteinte de la cote de danger (ERC 2) s ont jugés extrêmement rares (classe de probabilité 1).

2.2.3. ERC 3 – Rupture barrage liée aux sous-pressions int ernes

Aucune modification n’est apportée à cet ERC par la construction du nouvel évacuateur de crues.

2.2.4. ERC 4 – Rupture de la rive gauche



2.2.4.1. RUPTURE DU MASQUE PAR EROSION INTERNE DES EBOULIS

Le risque de déstabilisation des éboulis par érosion interne et de rupture consécutive du masque est jugé extrêmement rare (classe 1).

2.2.4.2. RUPTURE DE L’APPUI RIVE GAUCHE PAR EROSION EXTERNE DES EBOULIS

La rupture de la rive gauche pourrait être provoquée par l’érosion externe des éboulis suite à des déversements par-dessus la crête.

Le nouvel évacuateur est dimensionné pour évacuer la crue de projet de période de retour 3 000 ans sans aucun déversement par-dessus la crête. Pour les crues plus rares, les déversements resteront maîtrisés (partie déversante centralisée, protection de la recharge et de la rive gauche, canalisation des écoulements en pied) jusqu’à la crue extrême (période de retour 100 000 ans).



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Les risques de rupture de l’appui rive gauche par érosion externe paraissent donc extrêmement rare (classe 1).

En définitive, le risque de rupture de la rive gauche du barrage e st jugé extrêmement rare (classe 1).

2.2.5. ERC 5 – Inondation de la plate-forme


Le scénario envisagé correspond à une inondation de la plate-forme aval du barrage, suite à une crue ou aux fuites d’une conduite.

La création du nouvel évacuateur permet de diminuer sensiblement l’occurrence d’un déversement par-dessus la crête ou en rive droite : la capacité de l’évacuateur est largement augmentée, la rénovation des bajoyers et l’élargissement du coursier limitent les risques d’obstruction.

La modification du déversoir à fenêtre permet de limiter à 40 m3/s le débit détourné : les risques d’obstruction du chenal sous l’usine seront donc réduits.

Les risques de fuite en aval (vidange, prise ou conduite du Ragas – EI 5A et 5B) demeurent faibles comme dans le volet B.

Après les travaux de rénovation des conduites et la construction du nouvel évacuateur de crues, le risque d’inondation de la plate-forme aval est jugé rare (classe 2).

2.2.6. ERC 6 – Rupture Ragas

Le risque de rupture du Ragas demeure inchangé par rapport aux volets A et B de l’EDD ; il est jugé extrêmement rare (classe 1).

2.3. Etape 5 : Evaluation de la gravite des ERC identifiés

Les conséquences des ERC demeurent inchangées :

- désastreuses en cas de rupture du barrage � classe de gravité 5 pour les ERC 1 à 4,

- sérieuses en cas d’inondation de la plate-forme aval � classe de gravité 2 pour l’ERC 5,

- importantes en cas de rupture du Ragas � classe de gravité 3 pour l’ERC 6.



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2.4. Etape 6 : Synthèse des scenarios

Le tableau suivant résume les conséquences des 5 ERC identifiés en termes de cinétique, volume, section, débit, et donne leur classe de probabilité et de gravité.

Occurrence Gravité


1 5

ERC 2 Rupture barrage suite à l’atteinte de la

cote de danger 2 �� 1 5

ERC 3 Rupture barrage liée aux sous-

pressions 1 5


3 �� 1 5


3 �� 2 2


1 3

Tableau 12 : VOLET C - Synthèse des scénarios retenus dans l’analyse de risques

En fonction de leurs classes d’occurrence et de gravité, les différents ERC ont été positionnés sur la matrice de criticité.

Tableau 13 : VOLET C - Positionnement des ERC dans la matrice de criticité



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Cette matrice montre que l’agrandissement de l’évacuateur de crues permet de diminuer la plupart des risques identifiés. Au final, tous les ERC sont en zone verte : les ERC 1 à 4, correspondant à la rupture de l’ouvrage et conduisant à une onde de submersion en aval, ont une probabilité d’occurrence extrêmement rare et sont donc classés en zone verte ; la probabilité d’occurrence de l’ERC 5, dont la gravité est moindre, est également diminuée.

En conclusion, les travaux de confortement d’une part et la mise à niveau de la capacité d’évacuation des crues d’autre part permettent de sécuriser entièrement le barrage. Tous les ERC identifiés sont en zone verte, les risques peuvent donc être considérés comme acceptables et l’ouvrage est réputé sûr, au sens du concept anglo-saxon « As Low As Reasonably Possible (ALARP) ».


CHAPITRE V– RESUME NON TECHNIQUE

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CHAPITRE V

RESUME NON TECHNIQUE

VOLETS A, B ET C DE L’ETUDE DE DANGERS

Le barrage de Dardennes est situé sur la commune du Revest-les-Eaux, en amont immédiat de la ville de Toulon (planche a). Le barrage assure, avec le barrage de Carcès, l’alimentation en eau potable de la ville.

Comme tout barrage de plus de 20 m de haut, conformément à l’Art. R. 214-112 du code de l’environnement, le barrage de Dardennes, est un ouvrage de CLASSE A. ; à ce titre, il doit faire l’objet d’une étude de dangers, dossier règlementaire dont l’objectif est d’identifier les risques que présente l'ouvrage pour la sécurité publique et de déterminer le niveau de sûreté de l’ouvrage. Les principales conclusions de cette étude de dangers sont présentées dans le présent résumé.

Au cours de la vie de l’ouvrage, divers désordres (venues d’eau, piézométries élevées) ont conduit à entreprendre plusieurs campagnes de reconnaissances et d’injections dans le corps du barrage et sa fondation. Suite notamment à une nouvelle augmentation des sous pressions et à un diagnostic de sûreté établit par le CEMAGREF en 2010, la ville de Toulon a lancé en 2011 un projet de mise en sécurité de l’ouvrage, qui comprend deux grands volets, d’une part le confortement du barrage, d’autre part la réalisation d’un nouvel évacuateur.

L’étude de dangers a donc considéré trois états différents du barrage : l’état actuel (volet A), l’état conforté (volet B) et l’état conforté avec mise à niveau de la capacité d’évacuation des crues (volet C). Le paragraphe concernant l’analyse de risques présente les 3 volets de l’étude et met en évidence les gains apportées par les différents travaux en termes de niveau de sécurité de l’ouvrage.

�� Présentation générale de l’ouvrage (planches b et c).

Implantée sur le haut lit du Las, la retenue de Dardennes permet d’emmagasiner les excédents de la source vauclusienne du Ragas, dont les débits sont très variables et peuvent être très importants, et de les restituer pour sécuriser l’alimentation de Toulon lorsque la consommation augmente ou que l’écoulement de la source devient insuffisant.

Le barrage a été construit de 1909 à 1912, et mis en eau en 1913.

Le barrage est un barrage de type poids en maçonnerie, légèrement arqué, de 37,50 m de hauteur au-dessus du fond de fouilles, d’une longueur en crête de 154 m. La largeur maximale du barrage en pied est de 30 m, la largeur minimale en crête de 4 m. La cote de crête du barrage est calée à 125 m NGF. Le volume de maçonnerie du barrage est d’environ 45 000 m3.

Le barrage a été établi sur une géologie complexe, composée de calcaires et de marnes.

La rive gauche du barrage est recouverte par une zone d’éboulis qui a nécessité la création d’un masque, écran qui barre la rive gauche et empêche le contournement du barrage par les eaux.



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Une usine de potabilisation a été implantée à l’aval immédiat du barrage en 1973-1974 ce qui a modifié sensiblement la géométrie de la partie aval du barrage : mise en place d’un remblai entre le barrage et l’usine, couverture du chenal des vidanges et de l’exutoire de l’évacuateur de crues secondaire.

Une micro-centrale est installée en pied rive gauche du barrage. Elle permet de turbiner les débits prélevés pour l’alimentation en eau.

Préalablement à la construction du barrage, un ouvrage d’adduction, le tunnel du Ragas, a été construit pour acheminer les eaux de la source du Ragas jusqu’au Las, afin d’alimenter en eau la ville de Toulon. A la mise en eau de la retenue de Dardennes, un bouchon a été mis en place dans le tunnel et la galerie amont a été noyée. La conduite est toujours utilisable et permet notamment, en cas de problème de qualité d’eau de la retenue, d’alimenter l’usine de traitement.

Le barrage est équipé de différents organes permettant de restituer des débits en aval.

Les conduites de vidange et de prise

Le barrage est traversé à sa base par trois conduites.

La conduite située en rive gauche est la conduite de prise ; un piquage sur cette conduite permet d’alimenter une micro-centrale située au pied de l’ouvrage. Le débit de la prise d’eau est de 500 l/s (1 800 m3/h).

Les deux autres conduites sont les vidanges, dont la fonction est de pouvoir vidanger rapidement la retenue en cas de problème. La capacité actuelle de chacune des conduites est aujourd’hui d’environ 5,7 m3/s sous la cote maximale de retenue et le temps de vidange de la retenue avec une seule vidange est d’environ 3 jours.

Les trois conduites sont équipées d’une vanne en amont (ou vanne de garde) et d’une vanne aval (ou vanne de régulation).

Les conduites traversent le barrage puis cheminent sous la plate-forme aval jusqu’à la chambre des vannes et débouchent dans le chenal de fuite, situé sous l’usine.

Plusieurs aménagements ont été réalisés sur ces conduites depuis la construction du barrage ; les derniers travaux ont été réalisés en 2007 (réfection d’une portion des conduites et remplacement des vannes).

Evacuateur de crues

Le barrage est équipé en rive droite d’un évacuateur de crues constitué d’un seuil déversant latéral. Le débit est ensuite acheminé vers l’aval par un coursier qui passe sous la crête du barrage, puis chemine le long de la rive (évacuateur principal) et débouche sur le lit du Las par un canal à très forte pente, constitué de marches taillées dans la roche, en passant sous la route du Colombier.

A l’aval du passage sous le barrage, un seuil latéral suivi d’un coursier rapide se jetant sous l’usine (évacuateur secondaire) permet de dériver une partie du débit évacué.

L’évacuateur de crues a fait l’objet de plusieurs modifications depuis la construction du barrage. Dans son état actuel, le débit maximal évacué sous la cote de la crête (125 m NGF) est de l’ordre de 110 m³/s.

La fonction principale du barrage de Dardennes est de créer une réserve d’eau destinée à approvisionner en eau la ville de Toulon. L’usine de traitement située au pied du barrage permet de potabiliser l’eau qui est ensuite acheminée vers Toulon.

L’alimentation de la retenue est assurée principalement par le gouffre du Ragas, qui



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constitue le plus important exutoire du réseau karstique du plateau calcaire de Siou-Blanc, par les précipitations sur le bassin versant topographique, d’une superficie d’environ 11 km2, et par quelques autres sources karstiques de moindre importance.

La retenue de Dardennes est gérée de façon à alimenter en permanence la ville en eau potable, y compris pendant la période estivale, lorsque le débit du gouffre du Ragas est nul. La cote de retenue normale est de 123 m NGF, ce qui correspond à une capacité d’environ 1,2 Mm3.

Le Las constitue l’exutoire naturel du barrage de Dardennes (planche d). Il s’écoule depuis le barrage jusqu'à la rade de Toulon sur un linéaire de 7 à 8 km dans la direction nord-est/sud-ouest. Le tronçon amont, ou « rivière de Dardennes, est peu urbanisé et caractérisé par une richesse biologique importante. Le Las traverse ensuite la commune du Revest les Eaux puis entre dans Toulon ; à partir du Pont Saint Pierre, l’environnement est plus urbanisé et plusieurs ERP sont situés à proximité du cours d’eau (planche e). A partir du quartier du Jonquet, le Las a été dévié à la fin du XVIIème siècle : l’ancien lit du Las existe toujours sous forme de réseau pluvial et traverse le quartier du Pont de Las et l’Arsenal ; le lit artificiel, ou « Rivière neuve », est couvert depuis le Jonquet jusqu’au Pont Neuf (soit environ 1 600 m), puis emprunte un canal bétonné jusqu’à son exutoire en mer dans une zone très urbanisée de la ville de Toulon.

La capacité du Las est donc très variable, de 50 m3/s au droit du jardin du Las, à 100 m3/s dans la partie couverte et jusqu’à 700 m3/s au droit du hameau de Dardennes ou des Moulins.

Le barrage de Dardennes est exposé à différents aléas naturels.

L’aléa hydrologique

L’évaluation des crues est complexe dans la mesure où la majorité des apports est d’origine karstique. On peut distinguer un bassin versant topographique et un bassin versant hydrogéologique de surface bien plus importante.

De nombreuses études ont été réalisées pour estimer les débits de crues. Le volet A de l’EDD prend en compte les conclusions des études antérieures à 2010, les volets B et C les résultats de l’étude hydrogéologique effectuée par Burgeap dans le cadre de la mise en sécurité du barrage. Cette dernière étude, qui analyse plus en détail le fonctionnement des écoulements karstiques, conduit à revoir à la baisse les débits de pointe des crues.

L’aléa sismique

L’activité sismique dans le Var est faible. L’aléa sismique à prendre en compte dans les calculs de stabilité du barrage a été réactualisé suivant les recommandations du groupe de travail «Barrages et Séismes», avec une méthode forfaitaire, et correspond à une accélération horizontale de 1 m/s2.

D’autres aléas naturels ont été envisagés, comme les risques d’incendie ou de tempête ; ils pourraient entraîner des difficultés d’accès à la crête du barrage et aux dispositifs de commande des vannes de garde.



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�� Surveillance de l’ouvrage et gestion de la sécurit é

En tant que propriétaire du barrage de Dardennes, la ville de Toulon est responsable de l’ouvrage et a développé une organisation destinée à garantir le niveau de sécurité requis. Elle a confié jusqu’à fin 2019 au délégataire CEO (Véolia), le soin d’assurer la gestion du service de production de l’eau potable, et au groupement Artelia-GC Conseil jusqu’à fin 2018 une mission d’assistance technique pour la surveillance du barrage.

Véolia est en charge de l’exploitation de l’ouvrage, de l’entretien et de la surveillance des installations. Les agents d’exploitation réalisent 3 fois par semaine une inspection visuelle de l’ouvrage. A des fréquences variables, ils effectuent les mesures des dispositifs d’auscultation, puis les transmettent au Cabinet Conseil. En dehors des heures ouvrées, une organisation spécifique définit les personnes d’astreinte sur site selon une organisation dite montante : intervention d’un technicien, puis du Responsable d’exploitation et du cadre d’astreinte si nécessaire. La surveillance est intensifiée en période de crues, conformément aux consignes écrites. Véolia est également en charge de toutes les opérations de maintenance préventive et des réparations nécessitées sur le barrage et ses organes associés.

Artélia-GC Conseil est en charge de l’exploitation et de l’analyse des données d’auscultation, de la production des différents rapports règlementaires et des visites techniques annuelles et décennales du barrage.

Le barrage de Dardennes est équipé d’un dispositif d’auscultation très complet qui permet de suivre en permanence le comportement de l’ouvrage : mesure de la cote de retenue, mesure des déplacements du barrage (repères topographiques en crête et sur le parement aval), mesure des pressions (cellules de pression sous l’ouvrage, piézomètres ouverts en crête et en aval du barrage), mesure des fuites (drains en pied aval).

Un local de surveillance se trouve au 1er étage de l’usine de traitement, avec vue directe sur le parement aval du barrage, dans lequel sont retransmises certaines données d’auscultation (cote du plan d’eau, mesures des cellules de pression).

Les différentes vannes sont manœuvrables par commande locale, notamment les vannes de garde qui ne peuvent être manœuvrées que depuis la crête du barrage. Les vannes principales sont régulièrement testées. L’alimentation électrique est assurée par le réseau général de distribution d’EDF, sans dispositif de secours en cas de coupure. Plusieurs systèmes de télécommunication sont présents sur l’ouvrage : deux lignes France Télécom, téléphones portables GSM, liaison ADSL.

�� Historique

En raison de la complexité de la fondation, des fuites importantes ont été constatées au cours des premières mises en eau de l’ouvrage et des injections ont été réalisées aux pieds amont et aval du barrage.

Au cours de la vie de l’ouvrage, divers désordres (venues d’eau, piézométrie élevée) ont conduit à entreprendre plusieurs campagnes de reconnaissances. Les forages, qui ont permis de reconnaitre l’état de la maçonnerie et du rocher, ont ensuite été utilisés pour injecter le barrage et sa fondation, ou installer des dispositifs d’auscultation.

Différentes modifications ont également été apportées au cours du temps aux ouvrages annexes (évacuateur de crues, vidanges, usine de traitement et pied aval de l’ouvrage).



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�� Le projet de mise en sécurité

Dans le cadre de ce projet, différentes études et travaux ont déjà été réalisées :

- Une actualisation de l’étude hydrologique, destinée à mieux comprendre le comportement du karst et à vérifier les valeurs des débits de crues,

- Une nouvelle campagne de reconnaissance (sondages carottés, vidéo en forage, essais, tomographie sismique), réalisée fin 2012 – début 2013, et destinée à mieux connaitre la géométrie de l’ouvrage, la nature de la fondation et à valider les paramètres géotechniques à prendre en compte dans les calculs de stabilité. Les forages en pied de barrage ont été conservés pour drainer le pied de la maçonnerie.

- Une synthèse géologique,

- Un diagnostic de l’évacuateur de crues, comportant un état des lieux de l’évacuateur de crues actuel avec notamment la réalisation d’un modèle réduit, et la description et une comparaison de 4 solutions alternatives. La conclusion de ce diagnostic est que la capacité d’évacuation actuelle sous la cote des PHE (125 NGF) est de l’ordre de 100 m3/s, ce qui est largement inférieur aux débits de pointe de la crue de projet et de la crue extrême (respectivement. 240 m3/s et 400 m3/s) ; la solution finalement préconisée pour la mise à niveau de la capacité d’évacuation des crues consiste à élargir l’évacuateur existant en rive droite. La crête du barrage sera de plus aménagée pour supporter des déversements au-delà de la crue de projet et des dispositifs de protection des aménagements aval et de la rive gauche seront installés.

- Un diagnostic du confortement de l’ouvrage, comportant des calculs de stabilité complémentaires, et la description et la comparaison de deux types de solution pour le confortement (diminution des sous-pressions par injection/drainage et augmentation du poids de la structure par ajout d’un remblai aval). Le diagnostic montre que la solution « remblai en enrochements » avec création d’une galerie au pied aval de l’ouvrage apparait la mieux adaptée techniquement et la plus robuste ; elle laisse de plus une possibilité d’interventions complémentaires en cas de dégradation des sous-pressions. La recharge stabilisatrice sera également dimensionnée pour résister à une augmentation des sous-pressions sous le barrage.

- Un diagnostic des travaux complémentaires rendus nécessaires par la solution de confortement retenue (remblai aval) et les conclusions du volet A de l’EDD : déplacement de la chambre des vannes et de la micro-centrale, rénovation des conduites de prise et de vidange, sécurisation des dispositifs de commande des vannes.

- Un rapport d’avant-projet qui réunit les études de confortement du barrage, celles de modification de l’évacuateur de crues et les études complémentaires de rénovation des équipements hydro-électromécaniques.



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�� Les potentiels de dangers

Compte-tenu de la nature, de la configuration et de l’historique de l’ouvrage, les principaux risques liés à la présence du barrage identifiés par l’étude de dangers sont les suivants :

- une rupture du barrage, soit par glissement ou basculement, de l’ensemble ou d’une partie (rive gauche) de la structure, qui entrainerait la propagation d’une onde de rupture en aval du barrage,

- la rupture ou l’ouverture involontaire d’une des conduites en pied de barrage, avec un débit relâché maximal de l’ordre de 5,7 m³/s,

- une surélévation exceptionnelle du plan d’eau, qui pourrait provoquer une déstabilisation du barrage ou des déversements par-dessus la crête et des désordres en aval,

- la rupture du bouchon du tunnel du Ragas,

- la rupture du masque de rive gauche.

�� L’analyse de risques

L’analyse de risques vise à identifier les causes, les combinaisons d’évènements, et les scénarios susceptibles d’être, directement ou par effet domino, à l’origine d’un accident important, puis de quantifier la probabilité d’occurrence et la gravité de cet accident. Elle a été réalisée par une équipe pluridisciplinaire, pilotée par un ingénieur expérimenté spécialisé dans le domaine des barrages.

Présentation de la méthode

Les scénarios de défaillance ont été établis à partir de méthodes classiques d’analyse de risques, largement employées dans l’industrie : méthode AMDE - Analyse des Modes de Défaillance et de leurs Effets – et méthode de l’arbre de défaillance.

L’analyse réalisée dans la présente étude comporte 5 étapes :

Etape 1 : Identification des risques intrinsèques à la structure

Les risques intrinsèques aux ouvrages ont été évalués par l’examen de la conception, du dimensionnement, de l’historique, de l’état et du comportement des différents composants de l’ouvrage.

Certains calculs réalisés lors de l’établissement du PPI ont été réactualisés pour les besoins de l’étude de dangers : évaluation du risque sismique, calculs de stabilité de la voûte.

Etape 2 : Définition des échelles d’occurrence et de gravité, cinétique et matrice de criticité – Liste des barrières de prévention

La finalité de l’analyse de risques est de déterminer la criticité d’un accident, qui prend en compte simultanément la probabilité d’occurrence et la gravité des conséquences potentielles de cet accident.



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Il a donc été nécessaire de construire :

- une échelle d’occurrence, utilisée pour estimer la probabilité d’occurrence d’un phénomène ou d’une défaillance :

Classe de probabilité 5 4 3 2 1

Descriptif courant probable improbable rare extrêmement rare

- une échelle de gravité, permettant d’évaluer la gravité d’un phénomène en fonction du nombre de personnes exposées. La gravité d’un accident est liée à la cinétique du phénomène : dans le cas d’un phénomène progressif (ouverture progressive d’une vanne par exemple), les personnes concernées en aval peuvent être prévenues et ont le temps de se mettre à l’abri, ce qui n’est pas le cas pour un phénomène rapide (rupture de la vanne).

Classe de

gravité 5 4 3 2 1

Descriptif désastreux catastrophique important sérieux modéré

- une matrice de criticité, comportant en abscisse la probabilité d’occurrence, et en ordonnées la gravité de l’évènement. Cette matrice comporte trois zones de couleur correspondant au degré d’acceptabilité du risque : rouge (risque élevé et inacceptable), orange (mesures de réduction des risques indispensables) et verte (ouvrage sûr). Le positionnement des différents ERC sur la matrice de criticité permet donc de juger de l’acceptabilité du risque présenté par le barrage.

Probabilité

Gravité 1 2 3 4 5

5

4

3

2

1

Les barrières de prévention sont des éléments techniques (par exemple présence d’une vanne de garde) ou organisationnels (visites de contrôle) qui vont, dans certains cas, permettre de diminuer la probabilité d’occurrence d’une défaillance.

Le tableau suivant donne la liste des barrières de prévention identifiées sur le barrage de Dardennes.



SCP


CatégorieNuméro de la

barrièreDescription Chapitre

BE1 Crépine sur la conduite de prise 3

BE2 Grilles sur les conduites de vidange 3

BE3 Masque de rive gauche 3

BT1 Injections de la fondation (1965-66, 1978, 1982-83-85) 7

BT2 Injections du corps du barrage 7

BT3 Installation de drains au pied de la rive gauche (1998) 3

BT4 Remplacement de la conduite du Ragas (1995-96) 3

BT5 Chemisage des conduites de vidange et de prise (2006) 3

BT6 Aménagement de l'évacuateur de crues (seuil déversant, coursier, … 1964, 1985) 3

BT7 Aménagement du parapet (2011) 3

BT8 Changement vannes vidange

BSa1 Mesures topographiques 3

BSa2 Drains de pied, rive gauche : D2 à D5 3

BSa3 Collecte des fuites 3

BSa4 Suivi des fuites conduites 3

BSa5 Drainage du masque 3

BSa6 Piézomètres / cellules de pression interstitielle 3

BSa7 Mesure de la cote de la retenue 3

BSa8 Suivi de la montée des eaux du gouffre du Ragas 3

BSa9 Réception du bulletin de prévision météorologique 3

BSa10 Mesure de la pluviométrie 3

BSa11 Mesure de la teneur en calcium 3

BSi1 Contrôle visuel bimensuel 3-4

BSi2 VTA annuelle 2

BSi3 Visites décennales 2

BSi4 Inspection post-séisme 2

BSi5 Inspection post-crue 2

essais BSe1 Essais de fonctionnement périodiques vannes 3

BSs1 Présence régulière sur l'usine 3-4

BSs2 Alarme anti-intrusion sur l'usine 3-4

BSs3 Caméras sur site 3

BSs4 Vigilance en cas de crue (phases de vigilance et d'alerte) 3

BSs5 Consignes de crues 3

BSs6 Organisation de la sécurité/consignes 3-4

BM1 Maintenance vannes 3

BM2 Maintenance centrales commande 3

BM3 Contrôle mensuel piézo+cellules+centrale d'acquisition 3

BM4 Curage des puits 3

BM5 Inspection des drains 3

BM6 Contrôle électrique des installations 4

BVS1 Baisse du plan d'eau par vidanges 3

BVS2 Manœuvre vannes de garde 3

BF - Formation formation personnel BF1 Formation personnel 3-4

BV

S -

V

oie

de

seco

urs

inspection

travaux

BT

- T

rava

ux

surveillance

Voie de secours manœuvres/commande

LISTE BARRIERES de DEFENSE Pré-accident - Barrières de prévention

BE

-

Equ

ipe

men

ts

équipements

BS

- S

urve

illan

ce

auscultation/mesures

BM

-

Mai

nten

ance

maintenance

Etape 3 : Identification des différents composants de l’ouvrage et de leurs modes de défaillance potentiels ; établissement du tableau AMDE

La méthode AMDE, développée et normalisée dans le domaine industriel, est une méthode inductive d’analyse des défaillances potentielles d’un système. Elle considère systématiquement, l’un après l’autre, chaque composant d’un système et analyse ses modes de défaillance.

Dans la présente étude, le barrage de Dardennes a été décomposé en 9 principaux éléments, comprenant eux-mêmes plusieurs composants (fondation – barrage - évacuateur de crues - conduites de prise et de vidange - conduite usine - micro-centrale - tunnel et conduite du Ragas - plate-forme aval - masque de rive gauche). Pour chacun d’eux, un inventaire des modes de défaillance possibles a été dressé, chaque mode de défaillance constituant un Evènement Initiateur (EI) susceptible de générer une



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défaillance globale du système. Pour chaque EI, une probabilité d’occurrence a été évaluée, sans et avec prise en compte des barrières de prévention.

Des évènements initiateurs potentiels externes au système, tels les aléas naturels, ont également été pris en compte dans le tableau AMDE.

Un extrait du tableau AMDE est donné sur la planche f.

Etape 4 : Etablissement d’arbres de défaillances conduisant aux évènements redoutés centraux préalablement identifiés

Une fois les modes de défaillance (ou Evènements Initiateurs - EI) identifiés, la méthode de l’arbre de défaillance (ou arbre des causes) a été utilisée pour construire des enchaînements d’évènements initiateurs (ou scénarios de défaillance) pouvant conduire à la défaillance globale du système (ou Evènement Redouté Central - ERC).

Cette méthode consiste à construire les scénarios d’accidents qui pourraient survenir en partant des causes initiales de l’accident jusqu’à l’Evènement Redouté Central.

Les scénarios sont présentés sous forme de diagrammes. Les évènements initiateurs, représentés par des rectangles, sont connectés les uns aux autres par des opérateurs logiques (et, ou). La probabilité d’occurrence est indiquée pour chacun des EI, puis recalculée pas à pas en fonction de l’opérateur logique reliant les EI.

Chaque arbre de défaillance conduit à un ERC dont la probabilité dépend de celle des EI constituant le scénario, et de leur enchaînement logique.

Un exemple d’arbre de défaillance est donné sur la planche g.

Etape 5 : Evaluation de la gravité des ERC

La gravité de chaque ERC est évaluée en fonction du débit relâché en aval lors de l’évènement, de la cinétique de l’évènement et du nombre de personnes touchées par cet évènement.

Etape 6 : Synthèse et positionnement des différents ERC sur la matrice de criticité - Discussions sur l’acceptabilité du risque

A chaque ERC correspond au final une classe de probabilité d’occurrence et une classe de gravité. Les ERC peuvent alors être placés sur la matrice de criticité, qui permet de comparer les scénarios les uns par rapport aux autres, et de juger du niveau de risque global présenté par le barrage.



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Scénarios retenus

Au total, 6 scénarios de défaillance ont été retenus. Les ERC 1 à 4 conduisent tous, bien qu’en raison de phénomènes différents, à la rupture totale et instantanée du barrage, et à la propagation en aval d’une onde de rupture, qui impacterait environ 33 000 personnes (planche h), phénomène évidemment qualifié de désastreux (classe de gravité 5). Les conséquences des autres scénarios de défaillance sont moindres, mais restent importantes pour l’ERC 6 qui pourrait conduire à un effondrement de la route voire même d’une partie de la rive gauche (classe de gravité 3), et sérieuses pour l’ERC 5, qui pourrait provoquer la coupure de la route et empêcher l’accès au pied de l’ouvrage (classe de gravité 2).

ERC 1 – Rupture de la fondation

Plusieurs modes de rupture de la fondation ont été envisagés :

- une augmentation des sous-pressions pourrait provoquer une mise en pression d’une faille en aval du barrage ou une déstabilisation des éboulis par érosion interne

- un séisme pourrait provoquer le mouvement d’une faille en fondation.

Volet A

Compte-tenu de la géologie, des injections réalisées, de la présence du masque de rive gauche et de piézomètres de surveillance, le risque d’un tel évènement est jugé improbable (classe 3).

Volet B

Les nouvelles reconnaissances ont levé les incertitudes sur le niveau de fondation du barrage. Le risque d’érosion interne des éboulis parait donc rare.

La réalisation d’un remblai en aval du barrage, en ajoutant du poids sur la fondation et la rive gauche, permet par ailleurs de diminuer le risque de glissement ou de soulèvement de la fondation, qui est jugé extrêmement rare (classe de probabilité 1).

Volet C

Le scénario ERC 1 reste inchangé, il est jugé extrêmement rare (classe de probabilité1).



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ERC 2 – Rupture du barrage suite à l’atteinte de la cote de danger

Trois évènements pourraient conduire à l’atteinte de la cote de danger :

- un glissement de grande ampleur des berges de la retenue.

- l’arrivée d’une crue importante

- ou l’arrivée d’une crue plus fréquente concomitante avec une obstruction de l’évacuateur de crue, qui empêcherait l’évacuation des débits et provoquerait une montée excessive du plan d’eau.

Volet A

Les différentes études réalisées par Sogreah montrent que la cote de danger du barrage est de 125,80 m NGF et que, compte-tenu de la capacité de l’évacuateur de crues actuel, cette cote serait atteinte par une crue de période de retour 300 ans environ.

Le risque de rupture de l’ouvrage par atteinte de la cote de danger parait donc au final improbable (classe 3).

Volet B

L’étude géologique a confirmé l’absence de possibilité d’un grand glissement des berges de la retenue. La mise en place d’une recharge en enrochement sur le parement aval permet d’améliorer la stabilité du barrage, de rehausser la cote de danger et de déclasser d’un point le risque de rupture par atteinte de la cote de danger, jugé rare (classe 2).

Volet C

Suite à la construction du nouvel évacuateur de crue, les risques d’obstruction du déversoir deviennent rares, et la conjonction d’une crue et de l’obstruction du déversoir extrêmement rare.

Au final, une fois le confortement et le nouvel évacuateur réalisés, les risques de rupture par atteinte de la cote de danger sont jugés extrêmement rares (classe 1).

ERC 3 – Rupture du barrage liée aux sous-pressions internes

Le risque identifié est une rupture du barrage provoquée par une augmentation des sous-pressions sous le pied de l’ouvrage ou à l’intérieur de la maçonnerie, liée à une perte d’étanchéité de la fondation ou du parement, ou à une fuite dans le corps du barrage. Etant donnée la surveillance exercée sur l’ouvrage, une augmentation des sous-pressions, phénomène à cinétique lente, serait très vraisemblablement détectée et conduirait à abaisser le plan d’eau. Une rupture du barrage serait à craindre si cette baisse du plan d’eau s’avérait impossible. L’ERC 3 est donc la conjonction d’une augmentation des sous-pressions et d’une impossibilité de baisse du plan d’eau, en utilisant les conduites de prise et de vidange.

Volet A

L’arbre de défaillance de l’ERC 3 montre que le risque de rupture de l’ouvrage suite à la conjonction du développement de sous-pressions et de l’impossibilité de baisser le plan



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d’eau est improbable (classe de probabilité 3).

Volet B

L’inspection du parement amont et les réparations éventuelles de l’enduit permettent de diminuer le risque de perte d’étanchéité du parement.

Les travaux de confortement de l’ouvrage prévoient le remplacement des conduites en aval du barrage, la création d’une nouvelle micro-centrale et la sécurisation de l’ensemble des vannes et de leurs dispositifs de commande. En conséquence, l’utilisation des conduites de prise et/ou de vidange, qui permettent de baisser le plan d’eau en cas d’augmentation des sous-pressions dans l’ouvrage, est sécurisée.

Par ailleurs, en cas d’augmentation des sous-pressions, la galerie de pied permettrait de venir traiter la fondation (forages d’injection ou de drainage). A noter également que le remblai stabilisateur a pris en compte une dérive des sous-pressions.

On peut donc considérer que, suite aux travaux de confortement, le risque de rupture du barrage en raison des sous-pressions devient extrêmement rare (classe 1).

Volet C

Aucune modification n’est apportée à cet ERC par la construction du nouvel évacuateur de crues.

ERC 4 – Rupture de la rive gauche

Le risque identifié est une déstabilisation des éboulis constitutifs de la rive gauche qui pourrait conduire à une rupture du masque ou de l’appui du barrage.

La rupture du masque pourrait être provoquée par un séisme ou une augmentation des gradients et des écoulements sous le masque. La rupture de la rive gauche pourrait être causée par une surverse sur le barrage conduisant à d’importants écoulements sur les éboulis de rive gauche.

Volet A

Le risque de rupture du masque est jugé improbable. En revanche, compte-tenu de la faible capacité de l’évacuateur de crues, la probabilité d’un déversement par-dessus la crête est assez élevé. La rupture de la rive gauche est donc jugée probable (classe 4).

Volet B

L’amélioration du nettoyage des puits drainants du masque et la réévaluation des crues conduisent à diminuer le risque de rupture de la rive gauche, qui devient improbable (classe 3).

Volet C

Le nouvel évacuateur de crues limitera fortement la montée du plan d’eau, y compris en cas de crue extrême. Les risques de déversements incontrôlés par-dessus la crête sont donc significativement réduits, et le risque de rupture de la rive gauche devient extrêmement rare (classe 1).



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ERC 5 – Inondation de la plate-forme

Le scénario envisagé correspond à une inondation de la plate-forme aval du barrage, qui noierait l’usine et ses accès et couperait la route en aval du barrage. Cette inondation pourrait être provoquée par un déversement par-dessus la crête de l’ouvrage, un débordement de l’évacuateur de crues ou du chenal de vidange, une fuite sur l’une conduite en aval du barrage (vidange, prise, micro-centrale ou conduite du Ragas).

Volet A

Compte-tenu de la capacité de l’évacuateur de crues et surtout de l’état actuel des conduites, des vannes et de leurs dispositifs de commande, le risque d’une inondation de la plate-forme aval est jugé probable (classe 4).

Volet B

La rénovation des conduites et des vannes en aval du barrage permet de diminuer sensiblement le risque d’une rupture ou d’une défaillance. La réévaluation des crues permet également de diminuer le risque de surverse par-dessus la crête. Le risque d’inondation de la plate-forme devient improbable (classe 3).

Volet C

La création du nouvel évacuateur permet de diminuer sensiblement le risque de déversement par-dessus la crête ou en rive droite. Après les travaux de rénovation des conduites et la construction du nouvel évacuateur de crues, le risque d’inondation de la plate-forme aval est jugé rare (classe 2).

ERC 6 – Rupture du tunnel du Ragas

Le scénario envisagé est la rupture successive des deux bouchons du tunnel du Ragas, suite à une crue ou un séisme.

Ce risque est jugé extrêmement rare (classe 1), même dans l’état actuel de l’ouvrage.



SCP


Synthèse des scénarios retenus

Le tableau suivant donne pour les 6 ERC précédents la classe de probabilité initiale (en noir) puis celle obtenue à l’issue des travaux de confortement (en rouge) et de la création du nouvel évacuateur de crues (en bleu). La seconde colonne rappelle la classe de gravité de chacun des ERC.

Occurrence Gravité


3 �� 1 5

ERC 2 Rupture barrage suite à l’atteinte de la cote

de danger 3 �� 2 �� 1 5

ERC 3 Rupture barrage liée aux sous-pressions

3 �� 1 5


4 �� 3 �� 1 5


4 �� 3 �� 2 2


1 3

En fonction de leurs classes d’occurrence et de gravité, les différents ERC ont ensuite été positionnés sur la matrice de criticité. (en noir, pour le volet A – état actuel, en rouge pour le volet C – barrage conforté avec nouvel évacuateur de crues).



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Cette matrice de criticité montre que, dans l’état actuel de l’ouvrage, 4 scénarios sont positionnés en zone rouge. Ils correspondent à la ruine du barrage (par rupture de la fondation, par atteinte de la cote de danger, augmentation des sous-pressions, ou par rupture de la rive gauche) et ont pour conséquence la propagation d’une onde de submersion en aval du barrage. Parmi ces trois scénarios, le plus probable est la rupture de la rive gauche (ERC 4).

L’inondation de la plate-forme parait moins probable mais est néanmoins positionnée en zone orange (ERC 5 - évènement moins grave mais plus fréquent).

Seule la rupture du tunnel du Ragas (ERC 6) est positionnée en zone verte, en raison de sa faible probabilité d’occurrence.

Les travaux de confortement d’une part et la mise à niveau de la capacité d’évacuation des crues d’autre part permettent de réduire les risques et de positionner tous les ERC identifiés en zone verte : les ERC 1 à 4, correspondant à la rupture de l’ouvrage et conduisant à une onde de submersion en aval, ont une probabilité d’occurrence extrêmement rare ; la probabilité d’occurrence de l’ERC 5, dont la gravité est moindre, est également diminuée. Au final, les risques peuvent donc être considérés comme acceptables.

�� Conclusions de l’étude de dangers

L’analyse de risques effectuée dans le cadre de l’étude de dangers du barrage de Dardennes montre que l’ouvrage, dans sa configuration actuelle et compte-tenu des différents aléas naturels envisageables, ne peut pas être considéré comme sûr.

Un projet de mise en sécurité de l’ouvrage est actuellement en cours. Les travaux sont programmés fin 2018 et devraient s’achever en 2020.

Les aménagements prévus, qui consisteront à conforter l’ouvrage, à augmenter sa capacité d’évacuation et à rénover les équipements mécaniques, vont permettre de sécuriser entièrement le barrage. A l’issue des travaux, l’ouvrage sera sûr et apte à assurer ses fonctions de maintien du plan d’eau.

Documents

Etude de DANGERS du barrage de DARDENNES - Volets B et C