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ASA du Canal de Gap Retenue du Châtelard Projet

74008_P4_BAR_PRO_rapport_v6 1 /79

03/03/2016

Barrage du Châtelar

Projet

Mars 2016 – version 6

Site de Clermont-Ferrand 23, rue Jean Claret 63 000 CLERMONT-FERRAND – 04 73 34 75 00 -

http://www.somival.fr/

http://www.somival.fr/

ASA du Canal de Gap Retenue du Châtelar Projet


03/03/2016

Fiche de validation interne

Affaire :

MARCHE D’ETUDES AU TITRE DE L’ARTICLE R214-6 DU CODE DE L’ENVIRONNEMENT ET

DE MAITRISE D’OEUVRE – RESERVE DE SUBSTITUTION DU CHATELAR EN COMMUNE DE

LA ROCHE DES ARNAUDS

Propriétaire du

rapport

ASA du canal de Gap

Commentaire PROJET

Statut :

Rapport provisoire

Rapport définitif

Numéro d’affaire : 74008

Intervenants

SOMIVAL

Chef de projet Chargé d’étude Cartographe

S. ROUTTIER

Nom du fichier : Barrage de Châtelar_PRO_v6_140316.docx

Rédacteurs :

Site de Clermont-Ferrand

23 rue Jean Claret

63 000 Clermont-Ferrand

Tel 04 73 34 75 00

Rédigé par Vérifié par

Nom Signature Nom Signature

S. ROUTTIER

J. CLERIN

Diffusion

Client nom

Prestataires externes nom(s)

Historique

Indice Date Observations Rédigé par Vérifié par

V1 03/06/14 Première édition du document TRACTEBEL

V2 01/07/14 Deuxième édition du document TRACTEBEL




V6 03/03/16 Première édition du document S. ROUTTIER J. CLERIN



03/03/2016

Sommaire

1. Préambule ................................................................................................... 6

2. Présentation générale ............................................................................... 7

3. Fiche synoptique ........................................................................................ 8

4. Conditions du site ..................................................................................... 10

Situation .................................................................................................................................................... 10 4.1.

Climatologie ............................................................................................................................................. 10 4.2.

Topographie – Hydrographie ................................................................................................................ 11 4.3.4.3.1. Topographie .................................................................................................................................................. 11 4.3.2. Hydrographie ................................................................................................................................................ 12

Contraintes d’emprises de l’aménagement ..................................................................................... 12 4.4.4.4.1. Occupation des sols ..................................................................................................................................... 12 4.4.2. Réseaux ......................................................................................................................................................... 12

5. Etudes géologiques et géotechniques .................................................. 13

Contexte géologique ............................................................................................................................. 13 5.1.

Contexte géotechnique ........................................................................................................................ 13 5.2.5.2.1. Reconnaissances réalisées .......................................................................................................................... 13 5.2.2. Synthèse des reconnaissances .................................................................................................................... 14

Conséquences de la géotechnique sur le projet ............................................................................. 18 5.3.5.3.1. Matériaux d’emprunt ................................................................................................................................... 18 5.3.2. Problèmes généraux de stabilité des talus de la retenue ......................................................................... 19 5.3.3. Conditions de fondation du barrage.......................................................................................................... 19 5.3.4. Stabilité du barrage ...................................................................................................................................... 20 5.3.5. Tassements .................................................................................................................................................... 21 5.3.6. Etanchéité de la cuvette ............................................................................................................................. 21 5.3.7. Synthèse et reconnaissances complémentaires........................................................................................ 22

6. Etudes hydrologiques et hydrauliques ................................................... 23

Etude hydrologique ................................................................................................................................ 23 6.1.6.1.1. Bassin versant ................................................................................................................................................ 23 6.1.2. Débit réservé ................................................................................................................................................. 23 6.1.3. Etude des crues ............................................................................................................................................ 23

Etude hydraulique ................................................................................................................................... 24 6.2.6.2.1. Gestion du réseau de l’ASA du Canal de Gap ......................................................................................... 24 6.2.2. Alimentation de la nouvelle retenue .......................................................................................................... 25 6.2.3. Alimentation du réseau aval à partir de la retenue du Châtelar ............................................................. 26

7. Principes généraux de conception de la retenue de Châtelar .......... 27

8. Mémoire descriptif et justification .......................................................... 28

Variantes envisagées ............................................................................................................................. 28 8.1.8.1.1. Sites alternatifs ............................................................................................................................................... 28 8.1.2. Variantes étudiées sur le site de Châtelar .................................................................................................. 28 8.1.3. Solution technique retenue ......................................................................................................................... 33

Retenue .................................................................................................................................................... 34 8.2.8.2.1. Terrassements ................................................................................................................................................ 34 8.2.2. Courbes caractéristiques ............................................................................................................................. 34 8.2.3. Etanchéité ..................................................................................................................................................... 35

Conception du corps de barrage ....................................................................................................... 36 8.3.8.3.1. Conception générale .................................................................................................................................. 36 8.3.2. Calage des cotes de retenue et de crête ................................................................................................. 36 8.3.3. Calcul de la revanche minimale ................................................................................................................. 36

Caractéristiques générales ................................................................................................................... 36 8.4.8.4.1. Conception du corps du barrage............................................................................................................... 37 8.4.2. Matériaux d’emprunt ................................................................................................................................... 37 8.4.3. Fondations ..................................................................................................................................................... 38 8.4.4. Drainage ....................................................................................................................................................... 38 8.4.5. Aménagement du couronnement et des risbermes ................................................................................. 39

Ouvrages de prise/vidange .................................................................................................................. 39 8.5.8.5.1. Dimensionnement de la vidange de fond ................................................................................................. 39 8.5.2. Dimensionnement de la prise d’eau ........................................................................................................... 39



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8.5.3. Description des ouvrages............................................................................................................................. 40 Evacuateur de crues .............................................................................................................................. 42 8.6.

8.6.1. Dimensionnement......................................................................................................................................... 42 8.6.2. Caractéristiques générales de l’ouvrage ................................................................................................... 43 8.6.3. Entonnement amont .................................................................................................................................... 43 8.6.4. Coursier .......................................................................................................................................................... 44 8.6.5. Bassin de dissipation ..................................................................................................................................... 44

Dispositif d’auscultation ......................................................................................................................... 45 8.7.8.7.1. Suivi de la piézométrie ................................................................................................................................. 45 8.7.2. Suivi des déformations .................................................................................................................................. 46 8.7.3. Suivi des débits de fuite ................................................................................................................................ 46 8.7.4. Mesures du niveau de la retenue................................................................................................................ 46 8.7.5. Mesure des débits de prise .......................................................................................................................... 46 8.7.6. Acquisition et centralisation des données .................................................................................................. 46 8.7.7. Nature des équipements ............................................................................................................................. 46

Aménagements annexes ...................................................................................................................... 47 8.8.8.8.1. Voies d’accès ............................................................................................................................................... 47 8.8.2. Réseaux dans la cuvette ............................................................................................................................. 47 8.8.3. Evacuation des eaux à l’aval du barrage ................................................................................................. 47 8.8.4. Mise en dépôt des matériaux excédentaires ............................................................................................ 47 8.8.5. Débit réservé ................................................................................................................................................. 47

9. Modalités générales de réalisation des travaux................................... 48

Programme de travaux .......................................................................................................................... 48 9.1.

Mise en assec de la zone des travaux ................................................................................................ 48 9.2.

Dérivation du cours d’eau..................................................................................................................... 49 9.3.

Essais en phase travaux ......................................................................................................................... 49 9.4.9.4.1. Essais préliminaires ........................................................................................................................................ 49 9.4.2. Essais de contrôle de l’exécution ................................................................................................................ 49 9.4.3. Relevés en phase travaux ............................................................................................................................ 50

10. Première mise en eau .............................................................................. 52

11. Exploitation et surveillance du barrage ................................................. 53

Exploitation .......................................................................................................................................... 53 11.1.

Surveillance du barrage en exploitation courante ..................................................................... 53 11.2.

Surveillance en exploitation exceptionnelle ................................................................................. 53 11.3.

12. Annexes .................................................................................................... 54

ANNEXE 1 : RAPPORT GEOTECHNIQUE – GEOLITHE FEVRIER 2014 .................... 55

ANNEXE 2 : ETUDE HYDROLOGIQUE .................................................................... 56

ANNEXE 3 : NOTES DE CALCUL HYDRAULIQUES ................................................. 63

Annexe 3-1 : Capacité de laminage de la retenue de Châtelar .............................................................. 64 Annexe 3-2 : Calcul de la hauteur des vagues dues au vent ..................................................................... 67 Annexe 3-3 : Dimensionnement de l’évacuateur de crues ........................................................................ 71 Annexe 3-4 : Calcul de la capacité de la vidange ...................................................................................... 74

ANNEXE 4 : ETUDE DE STABILITE TRACTEBEL, MAI 2015 ....................................... 76

ANNEXE 5 : ETUDE DE STABILITE GEOLITHE, AOUT 2015 ...................................... 77

ANNEXE 6 : CARTOGRAPHIE DU RESEAU DE L4ASA DU CANAL DE GAP .......... 78

ANNEXE 7 : PLANS ................................................................................................ 79



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Tableaux Tableau 1 : Débit de crue sur la retenue du Châtelar ......................................................................................... 23 Tableau 2 : Pluies extrêmes de courtes durées – poste d’Embrun (en mm) .................................................... 58 Tableau 3 : Pluies SHYREG – site du Châtelar (en mm) ........................................................................................ 58 Tableau 4 : Pluies extrêmes de courtes durées – site de Châtelar (en mm) .................................................... 59 Tableau 5 : Quantiles de crue – Retenue du Châtelar ........................................................................................ 60 Tableau 6 : Application du modèle SCS – Bassin versant du Châtelar ............................................................. 60 Tableau 7 : Débit de crue sur la retenue du Châtelar ......................................................................................... 60 Tableau 8 : Coefficient K ........................................................................................................................................... 69 Tableau 9 : Valeurs du déferlement relatif R/Hd sur un parement lisse ............................................................ 70 Tableau 10 : Loi de débittance du déversoir de crues ........................................................................................ 72 Tableau 11 : Détail du calcul du bassin de dissipation ........................................................................................ 73 Tableau 12 : Détail du calcul de la vidange.......................................................................................................... 74 Tableau 13 : Valeurs de débit de la vidange ........................................................................................................ 75

Figures Figure 1 : Localisation du projet (source IGN) ........................................................................................................ 10 Figure 2 : Diagramme climatique de la Roche des Arnauds .............................................................................. 11 Figure 1 : Profil en long de reconnaissances au droit du barrage - perméabilités ......................................... 15 Figure 2 : Profil en long de reconnaissances au droit du barrage - zoom ........................................................ 15 Figure 3 : Hydrogrammes crues de projet et de sureté pour la retenue du Châtelar ................................... 24 Figure 4 : Schéma des réseaux de liaison actuels – point A – Corréo – D’ ....................................................... 26 Figure 5 : Variante d’implantation de l’axe du barrage – extrêmes amont et aval ...................................... 28 Figure 6 : Variante d’implantation de l’évacuateur de crues ............................................................................ 30 Figure 7 : Variantes concernant les points d’alimentation de la retenue ........................................................ 31 Figure 8 : Variante d’implantation de la prise d’eau ........................................................................................... 32 Figure 9 : Courbe hauteur-volume de la retenue du Châtelar .......................................................................... 34 Figure 10 : Courbe hauteur-surface de la retenue du Châtelar ........................................................................ 35 Figure 11 : Courbe de débittance de la vidange ................................................................................................ 39 Figure 12 : Courbe de débittance de l’évacuateur de crues ............................................................................ 43 Figure 13 : Statistique des Pluies journalières maximales à Gap (de 1960 à 2012) .......................................... 58 Figure 14 : Hydrogramme unitaire du BV de la retenue de Châtelar ............................................................... 61 Figure 15 : Hydrogrammes crues de projet et de sécurité pour la retenue du Châtelar .............................. 61 Figure 16 : Hydrogrammes crues de projet et de sécurité pour la retenue du Châtelar .............................. 65 Figure 17 : Courbe caractéristique de la retenue de Châtelar ......................................................................... 65 Figure 18 : Courbe de capacité du déversoir de crue de la retenue de Châtelar ....................................... 65 Figure 19 : Laminage de la crue 3000 ans par la retenue de Châtelar ............................................................ 66 Figure 20 : Laminage de la crue de sureté (1,15 x Q10000) par la retenue de Châtelar .............................. 66 Figure 21 : Carte des vents issue de l'Eurocode 1 ................................................................................................. 67 Figure 22 : Déferlement d'une vague due au vent .............................................................................................. 70 Figure 23 : Formule de débittance du déversoir trapézoïdal .............................................................................. 71 Figure 24 : Courbe de débittance de l’évacuateur de crues ............................................................................ 72 Figure 25 : Représentation théorique des lignes d’eau normales et critique .................................................. 73 Figure 28 : Courbe de débittance de la vidange ................................................................................................ 75

Références

[1] Etude géotechnique de conception phase Avant-Projet (GEOLITHE version définitive du 26-02-2014

dossier 13-451 I 1 indice A)

[2] Etude d’écoulement interne et de stabilité du projet du barrage de Châtelar (TRACTEBEL,

826551_RP02_Stab_ecoulement, 29/05/15)

[3] Etude géotechnique de conception phase Avant-Projet – Compléments d’étude (GEOLITHE, 13-451 I

3, 21/08/2015)



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1. PREAMBULE

L’ASA du Canal de Gap a lancé les études devant conduire à un projet de barrage sur la commune

de la Roche des Arnauds, lieu-dit Le Châtelar.

Pour cela il a retenu en 2012, comme Maître d’œuvre, la société STUCKY Nîmes devenu TRACTEBEL.

Cette société a produit les documents suivants :

Projet : ASA du Canal de Gap - Retenue du Châtelard –stockage de substitution de la ressource en eau

du Drac – projet – réf. rapport H826551_RP01_rev05 annexes et plans

Etude de stabilité : ASA du Canal de Gap - Retenue du Châtelard –stockage de substitution de la

ressource en eau du Drac - étude d’écoulement interne et de stabilité du projet du barrage de

Châtelar – réf. 826551_RP02_Stab_ecoulement

Etude de dangers : ASA du Canal de Gap - EDD du barrage du Châtelard - Rapport principal de

l’étude de dangers – réf. 826551_RP_03_rev2_EDD

Etude de danger – annexes : ASA du Canal de Gap - Etude de dangers du barrage du Châtelard - EDD

du barrage du Châtelard – Annexes – réf. H826551_RP_04_rev02

Consignes : ASA du Canal de Gap - Retenue du Châtelard –stockage de substitution de la ressource en

eau du Drac – consignes écrites – réf. 826551_RP04_rev1

La société SOMIVAL, retenue fin 2015 sur un nouveau marché d’études et de maîtrise d’œuvre, reprend

à ce stade les études pour le compte de l’ASA du Canal de Gap et les documents précédents qui sont

attendus comme éléments du dossier de demande d’autorisation au sens de l’article R 214 du Code

de l’Environnement.

La mission de SOMIVAL porte sur les ouvrages présentés dans le projet de TRACTEBEL à l’exception de la

liaison hydraulique entre la sortie de la chambre de vannes située en pied du barrage du Châtelar

jusqu’au pied du barrage de Corréo, ainsi que la liaison entre le point A et la réserve du Châtelar.

Par souci de traçabilité, les versions des documents (rapports et plans), rappelleront les références des

précédentes versions ainsi que leur objet (cf. pages d’en-tête et cartouches).



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2. PRESENTATION GENERALE

L’Association Syndicale Autorisée du Canal de Gap gère un réseau hydraulique étendu sur le territoire

du Gapençais destiné à l’irrigation de son périmètre administratif et, en complément, à la fourniture

d’eau brute pour l’alimentation en eau potable de la ville de Gap.

Dans le cadre de l’amélioration et du développement de son réseau, l’ASA du canal de Gap a réalisé

plusieurs réserves de stockage à même de soutenir la distribution d’eau. Actuellement l’ASA du Canal

de Gap dispose de cinq retenues : Les Jaussauds, Les Manes, Corréo, Pelleautier et D’, qui sont remplies

en période de forte hydraulicité du Drac afin de permettre une restitution aux périmètres irrigués en

période de basses eaux. Afin d’augmenter le potentiel de stockage, deux retenues sont en projet :

celle du Châtelar, objet de ce dossier, et celle de Lagarde.

Le projet de la retenue du Châtelar est implanté sur la branche Ouest du réseau d’irrigation. Ce site

avait été identifié dans le cadre d’une étude de faisabilité générale en 1990 (Réserves collinaires dans

le secteur de la Garde Corréo - Simecsol) et ses possibilités d’alimentation avaient été explorées dans le

cadre d’une étude préliminaire en 2004 (Etude d’une solution de stockage en queue de branche de

Charance - Sogreah).

L’objectif de la réserve est de transposer l’essentiel du volume stocké en une revalorisation du débit

réservé sur le Drac au droit du captage des Ricous. Il s’agit d’une réserve motivée par les

accroissements de débit réservé, dite réserve de substitution. Elle ne desservira que des terrains souscrits

et n’est accompagnée d’aucune augmentation des surfaces irriguées.

Le site du Châtelar présente des conditions favorables en termes de capacité, de localisation sur le

réseau et de situation altimétrique. Il est destiné à assurer un stockage tampon supplémentaire

permettant à la fois de procéder à la mutation en aspersion du périmètre dominé par la retenue sur la

commune de la Roche des Arnauds et de compléter l’alimentation des périmètres existants alimentés

par les retenues de Corréo, D’ et Pelleautier dont les volumes ne sont actuellement pas suffisants pour

répondre à la demande en eau.

Le présent dossier correspond au Projet de cette retenue.



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3. FICHE SYNOPTIQUE

SITUATION DU BARRAGE :

Commune : La Roche-des-Arnauds

Département : Hautes-Alpes (05)

Cours d'eau : Bassin versant du ruisseau de Nacier – retenue

alimentée par la branche de Charance en

dérivation du Drac

Service de contrôle : DREAL Paca

Police des eaux exercée par : DDT 05

BARRAGE :

Propriétaire et exploitant : ASA du Canal de Gap

Destination principale : Irrigation

CARACTERISTIQUES PRINCIPALES DU BARRAGE :

Maitre d’ouvrage : ASA du Canal de Gap

Type : Barrage poids en remblai homogène

Cote crête : 1113,00 NGF

Longueur de la crête : 705 m

Hauteur maximale: 16 m

Epaisseur en crête : 5 m

Fruit(s) du parement amont : 2,5 H/ 1 V

Fruit(s) du parement aval : 2,5 H/ 1 V

Largeur maximale au niveau du terrain naturel : 92 m

Volume du corps du remblai : 220 000 m3

RETENUE :

Cote de la retenue normale : 1112,10 NGF

Cote des Plus Hautes Eaux : 1112,45 NGF

Capacité totale à la RN de 1112,10 NGF : 945 000 m³

Superficie de la retenue à la cote 1112,10 NGF : 9,9 ha

Terrain de fondation : Moraine

Dispositif d’étanchéité : Etanchéité dans la masse

Dispositifs de drainage : Drain vertical (fuite à travers le remblai) et lanières

drainantes (sous-pressions en fondation)

Dispositif d’alimentation : Alimentation gravitaire en queue de retenue depuis un canal

existant modifié

OUVRAGES D'EVACUATION DES EAUX :

Evacuateur : Seuil libre rectangulaire de 2,5 m de largeur calé à 1112,10 NGF

et d’une capacité de 1,1 m3/s sous PHE

Vidange de fond : Conduite Ø600 puis Ø500, en acier équipée d’une vanne

guillotine et d’une vanne papillon de garde et de réglage +

piquage en Ø200 pour débit réservé.

Prise d’eau : Conduite Ø600 comportant une branche gravitaire et une

branche équipée d’un surpresseur pour liaison avec Corréo +

piquage en Ø300 pour alimentation du secteur irrigué propre,

équipé d’une vanne de régulation annulaire



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CLIMATOLOGIE - HYDROLOGIE :

Températures extrêmes en année normale :

Minima journalier : - 15 °c

Maxima journalier : + 27 °c

Superficie du bassin versant : 0,5 km²

Précipitations annuelles moyennes : 900 mm

Crue 3000 ans (projet) : 11,5 m³/s (entrant) laminée à 1,1 m³/s

Crue 1,15 x 10000 ans (sécurité) : 15 m³/s (entrant) laminée à 1,6 m³/s

DISPOSITIF D’AUSCULTATION :

- 21 piézomètres : 6 profils de 2 à 4 piézomètres pour l’auscultation du barrage, 2

piézomètres pour le suivi des infiltrations dans le versant sud, 1 piézomètre pour le suivi de

la nappe sur le versant nord.

- 6 cellules de pression interstitielle au droit d’un profil sous l’évacuateur de crues

- un réseau de collecte des fuites du drain vertical avec 6 points de mesures individuels.

- un réseau de collecte des fuites des lanières drainantes avec 38 points de mesures

individuels.

- 13 bornes topographiques en crête, 12 sur le parement aval, 10 en galerie et 6 piliers

topographiques.

- 2 tassomètres.

- une mesure du niveau du plan d’eau par sonde piézométrique et échelle limnimétrique.

- télémesure de l’ensemble des dispositifs.



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4. CONDITIONS DU SITE

SITUATION 4.1.

Le site de la retenue est implanté à l’ouest de la ferme Les Hivers, sur la commune de La Roche des

Arnauds (05) au niveau du lieu-dit Le Châtelar. La réserve est située en contre-haut de la RD 513.

Le projet est situé en extrémité du canal de Charance, à proximité de la retenue existante de Corréo. Il

domine un petit périmètre d’irrigation de 50 ha environ actuellement alimenté de manière gravitaire, et

qui pourrait de fait passer en aspersion.

Figure 1 : Localisation du projet (source IGN)

CLIMATOLOGIE 4.2.

La commune de La-Roche-des-Arnauds se situe à environ 10 kilomètres de la commune de Gap. De ce

fait, le climat est de type climat océanique tempéré. Les automnes et les hivers sont doux et humides

alors que les étés sont plutôt secs. La situation géographique des Hautes-Alpes lui confère des épisodes

neigeux.

Globalement, la commune de La-Roche-des-Arnauds présente des données climatologiques

inférieures à la moyenne nationale, sauf en ce qui concerne l’ensoleillement.

Précipitations et températures :

Les températures les plus froides sont ressenties au cours de l’hiver. En moyenne, les températures

mensuelles varient entre 2°C (janvier) et 20,2°C (juillet).

C’est au cours du printemps que les précipitations sont les plus fortes, de l’ordre de 230 millimètres

contre 147 millimètres en hiver.

Projet de retenue du

Châtelar



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Figure 2 : Diagramme climatique de la Roche des Arnauds Source : http://fr.climate-data.org/, consulté le 2 avril 2014

Le mois le plus sec est celui de juillet avec seulement 51 mm. Une moyenne de 98 mm fait du mois de

novembre le mois ayant les plus fortes précipitations.

Les températures les plus fortes sont ressenties en été, il y a donc une corrélation avec les cumuls de

précipitations, qui sont les plus faibles à cette même période.

TOPOGRAPHIE – HYDROGRAPHIE 4.3.

4.3.1. Topographie

Le site d’implantation de la future retenue se situe dans les anciennes moraines glaciaires qui forment

un plateau dominant la cuvette de Gap et la vallée du Buech, en pied des reliefs de la montagne de

Charance. C’est un vallon orienté est/ouest, limité au nord et au sud par deux cordons glaciaires.

La gouttière, inclinée vers l’ouest et le Buech avec une pente moyenne de 2,5%, est perchée en

bordure de plateau. Une rupture de pente apparaît en aval de l’axe pressenti du barrage, qui viendra

donc fermer le vallon sur ses côtés ouest et sud. En bordure nord et est, la cuvette est fermée par un

épaulement naturel du plateau. Les versants ont des pentes assez faibles comprises entre 6 et 18%.

Des levés topographiques de l’ensemble du site ont été réalisés dans le cadre du présent projet.

La limite Sud de la cuvette le long de la RD 513 domine le versant qui descend rapidement vers le

vallon du ruisseau de Nacier. Cette situation dominante nécessite de considérer les risques d’infiltration

latérale tout au long de la cuvette vers les terrains sous-jacents, les terrains morainiques hétérogènes

étant susceptibles de contenir des passes drainantes. Les reconnaissances géotechniques effectuées

dans le cadre des études préalables ont cependant montré que ce risque était limité, aucune zone

perméable en grand n’ayant été identifiée. Cependant des dispositifs de suivi adéquats seront prévus

en accompagnement de l’aménagement : piézomètres.

http://fr.climate-data.org/



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4.3.2. Hydrographie

Le fond de la cuvette constitue la tête d’un bassin versant, d’une superficie de 10 ha, au thalweg peu

marqué. En aval du site pressenti pour l’implantation du barrage, le thalweg s’incise et plonge ensuite

rapidement dans un vallon plus marqué pour aller rejoindre le ruisseau du Nacier, lui-même affluent du

Petit Buech, en contrebas de la RD994. Le fond de la cuvette est occupé par une zone humide de type

tourbière, alimentée en partie artificiellement par un trop-plein du déversoir d’un réservoir d’eau

potable situé en amont du site ainsi que par un réseau d’irrigation gravitaire alimenté par les eaux du

Drac (fuites et pertes le long des canaux et arrosage par ruissellement).

CONTRAINTES D’EMPRISES DE L’AMENAGEMENT 4.4.

4.4.1. Occupation des sols

L’occupation du sol, dans la cuvette et en périphérie, est dominée par les terres agricoles cultivées

(céréales majoritairement). Le fond du vallon comprend une zone humide et un cordon arboré en

bordure du ruisseau. Cette zone humide et tourbeuse, bien que de faible extension, présente un

potentiel écologique notable et est protégée par le Code de l’Environnement. La totalité de la zone

sera détruite par l’aménagement et des mesures compensatoires sont à l’étude.

Un bassin agricole existe en bordure amont de la future cuvette : il n’est pas touché par

l’aménagement. La ferme « Les Hivers » est implantée en amont dans le vallon. Les risques de pollution

de la future cuvette par les eaux issues de l’exploitation sont a priori faibles. Des aménagements

d’interception et de traitement des eaux de ruissellement en provenance de ce secteur seront

envisagés le cas échéant.

4.4.2. Réseaux

En bordure Sud, la rive gauche de la future cuvette est longée par la RD 513 qui marque la ligne de

crête et par un chemin de desserte agricole. Le maintien ou le rétablissement de ces voies a été pris en

compte dans la conception de l’aménagement.

Il n’y a pas de réseaux électrique ou téléphonique aérien dans le secteur du projet.

Un réservoir pour l’eau potable est implanté en limite sud-est du site. Il n’est pas impacté par la retenue

et ses réseaux électriques ne sont a priori pas concernés par les travaux. Seul son trop-plein qui se

rejette aujourd’hui en fond de la cuvette (« source » sur plan 01) devra être dérivé. En revanche, il existe

une branche d’alimentation AEP passant au sud de la retenue et qui fera l’objet de travaux de

déviation (exclus du présent projet).



03/03/2016

5. ETUDES GEOLOGIQUES ET GEOTECHNIQUES

CONTEXTE GEOLOGIQUE 5.1.

Le bassin de Gap se situe dans la zone externe des Alpes occidentales Françaises.

Il a été creusé par l’ancien glacier de Durance dans les « Terres Noires » Callovo- Oxfordiennes.

Ces « Terres Noires » dont l’épaisseur dépasse 3000 mètres dans le bassin de Gap, sont des schistes

argileux noirs particulièrement sensibles à l’érosion et à l’altération. Elles s’inscrivent dans le dispositif du

dôme de Remollon, vaste coupole qui conduit, dans le secteur, à un pendage général de 20 à 30°

orienté vers le Nord-Ouest. En outre, la formation est le siège d’une tectonique de détail complexe

conduisant à une fracturation intense et à la présence de plissotements.

Si le substratum est affleurant dans les ravins, il est, sur le site concerné par le projet, recouvert de

dépôts glaciaires. Les différentes phases de retrait du glacier Durancien ont en effet déposé une

succession de moraines latérales étagées constituées de cordons de matériaux grossiers incluant des

blocs parfois importants à l’amont desquels se trouvent des vallons qui formaient les chenaux

d’écoulement des eaux de fonte du glacier. Le site du Châtelar est implanté au sein de l’un de ces

vallons.

L’ensemble des matériaux glaciaires est très hétérogène quant à sa composition granulométrique. Ils

comportent pour leur majeure partie une fraction argileuse notable. La fraction de cailloux et de blocs

est d’autant plus importante lorsqu’on s’élève vers les cordons latéraux. Enfin la présence de couches

sablo-graveleuses délavées est toujours possible en particulier dans les fonds de vallon.

CONTEXTE GEOTECHNIQUE 5.2.

5.2.1. Reconnaissances réalisées

Des reconnaissances ont été effectuées dans le cadre de l’étude de faisabilité en 1990 et dans le

cadre du présent projet.

En 1990 ont été réalisés :

un sondage à la pelle ;

une prospection électrique avec un dispositif simplifié permettant une profondeur

d’investigation de l’ordre de 4 m ; 11 mesures de résistivité ont été réalisées.

Les reconnaissances détaillées réalisées en 2013 par la société GEOLITHE dans le cadre des études de

Projet ont intégré :

7 profils géophysiques pour la reconnaissance des terrains de fondation du barrage et

des zones d’emprunt (3 profils sismiques de 240 m et 10 m de profondeur + 4 panneaux

électriques de 240 à 480 m environ pour une reconnaissance à 20 m de profondeur);

3 sondages carottés implantés dans l’axe théorique du futur barrage, avec essais

d’eau et de laboratoire pour identification et équipement en piézomètres;

6 sondages destructifs avec essais pressiométriques ;

une reconnaissance des zones potentielles d’emprunt à la pelle mécanique (25

sondages).

Ces reconnaissances ont porté sur l’emprise du futur barrage (caractérisation des fondations) et de la

future cuvette (caractérisation de l’étanchéité de la retenue et caractérisation des matériaux

d’emprunt).

Le rapport géotechnique complet [1] est joint en annexe.



03/03/2016

5.2.2. Synthèse des reconnaissances

5.2.2.1. Lithologie

Les reconnaissances de 1990 ont mis en évidence les sols suivants :

Tourbes et argiles molles : reconnues en fond de vallon (zone marécageuse), sur une

épaisseur estimée à 3 m ou davantage.

Argiles glaciaires: sur l’ensemble des versants dominant le site, les sols sont constitués

d’argiles avec une fraction de cailloux et blocs d’autant plus importante qu’on s’élève

sur les versants.

Les reconnaissances de 2013, effectuées en dehors de la zone marécageuse, ont affiné cette

approche et distingué :

Une couverture de terre végétale de 30 à 50 cm.

Une couverture limono-argileuse relativement molle (pression limite de 0,7 à 0,9 MPa)

de 1,5 à 3,5 m d’épaisseur (moyenne 2,0 m), présente dans l’axe du vallon,

essentiellement au niveau de la plaine d’inondation mais aussi à proximité du ruisseau.

Ces matériaux sont classés A2 selon le GTR.

Une couverture limoneuse peu graveleuse assez ferme de 2 à 3,5 m d’épaisseur,

présente en surface sur tous les sondages en dehors du vallon. Ces matériaux sont

classés C1A1 et C1B5 selon le GTR.

Des moraines de surface consolidées constituées par des graves limoneuses peu

sableuses, d’épaisseur métrique à pluri-métrique. Ces matériaux sont classés

essentiellement C1B5 selon le GTR.

Des moraines profondes consolidées, localement très consolidées constituées par des

graves argileuses ou limoneuses pouvant contenir des petits galets roulés mais aussi des

poches de matériaux locaux charriés par le glacier (débris de roches schistes,

calcaire). Ces matériaux sont classés C1B5 essentiellement selon la GTR.

Les reconnaissances ont également montré la présence locale sur la zone nord du futur barrage

(sondage SP3/SC3) de conglomérats à partir de 4,5 m de profondeur, vraisemblablement en place et

sur une épaisseur importante.

Des matériaux argileux avec des débris de schistes noirs ont quant à eux été identifiés au niveau de la

zone nord du futur barrage (sondages SC1, SP1 et SP2), à 10 m de profondeur dans le sondage carotté.

Ils proviennent a priori des Terres Noires sous-jacentes.



03/03/2016

Figure 3 : Profil en long de reconnaissances au droit du barrage – horizons et perméabilités

Présence de graves argileuses avec des galets anguleux pluri-millimétrique de diamètre maximum 3cm

Figure 4 : Profil en long de reconnaissances au droit du barrage - zoom

Perméabilité

2.5 à 3 m : 1.5 10-6 m/s

6 à 6.5 m : 2.1 10-6 m/s

9 à 9.5 m : 2.3 10-7 m/s

Perméabilité

3 à 3.5 m : 5.5 10-6 m/s

6 à 6.5 m : 1.9 10-5 m/s

9 à 9.5 m : 7.9 10-7 m/s

Perméabilité

3 à 3.5 m : 1.1 10-5 m/s

6 à 6.5 m : 2.6 10-6 m/s

9 à 9.5 m : 2.3 10-6 m/s



03/03/2016

5.2.2.2. Hydrogéologie et perméabilités

Le projet se situe dans le vallon où se forme le Châtelar, le barrage étant positionné à environ 400 m en

aval de l’exsurgence du ruisseau.

Une zone humide de type tourbière est présente au point bas du vallon, alimentée en partie

naturellement et en partie par un trop-plein du réservoir d’eau potable situé juste en amont.

Une source non pérenne a été identifiée en bordure de route.

Lors des dernières reconnaissances géotechniques (octobre et novembre 2013), le niveau de la nappe

était proche de la surface dans le fond du vallon (3 m sous TN soit 1095,3 m NGF). Sur les pentes

latérales, des écoulements dans les terrains ont été notés aux alentours de 1097 m NGF.

La plupart des sondages à 5 m de profondeur réalisés sur les versants n’ont donc pas montré de venues

d’eau et les sols observés sur les versants ont une teneur en eau modérée, celle-ci allant logiquement

en augmentant vers le fond du vallon.

La perméabilité moyenne des sols reconnue au moyen d’essais Nasberg ou Lefranc a été évaluée à

5.10-6 m/s soit environ 20 mm/h. Ces matériaux sont donc peu perméables.

Il convient de noter la présence d’une épaisseur de graves argileuses avec des galets anguleux pluri-

millimétrique de diamètre maximum 3 cm dont la perméabilité est un peu plus élevée de l’ordre de

10-5 m/s. Cette épaisseur de sol a été reconnue au droit du projet en SC2 et SC3 entre 3 et 7 m de

profondeur.

Des essais de perméabilité en laboratoire sur les sols de couverture en SC1 et SC3 ont également été

réalisés (échantillons pris entre 1 et 2m de profondeur). Ils ont conduit à déterminer une perméabilité

plus faible que les perméabilités in-situ : de l’ordre de 1,5 10-7 m/s. Cette différence peut s’expliquer par

le fait que les essais ont été effectués sur des échantillons écrêtés des éléments les plus grossiers.

5.2.2.3. Caractéristiques mécaniques des sols de fondation

5.2.2.3.1. Résistance des sols

Les sondages pressiométriques effectués distinguent :

La couverture limono-argileuse et graveleuse qui présente une faible qualité

géotechnique

Les moraines moyennement consolidées à consolidées qui présentent de bonnes à très

bonnes caractéristiques mécaniques

Le bureau d’études en charge des reconnaissances géotechniques a préconisé de retenir les

caractéristiques pressiométriques suivantes :

Horizon Cote supérieure et

inférieure de

l’horizon

Pl* (MPa) Em (MPa) Em/Pl

Couverture limono-argileuse 0 à 3.5 m 0.6 4 7

Couverture limono-graveleuse 0 à 2.5 m 1.3 16.5 12.5

Moraine moyennement

consolidées

1.0 à 6.0 m 1.63 12.5 7

Moraine consolidées 2.7 m à ….. 4 36 10



03/03/2016

5.2.2.3.2. Cohésion et angle de frottement

Deux essais à la boîte de cisaillement ont été réalisés sur une grave limoneuse C1A1 (issue de PM11) et

sur une grave limono-sableuse C1B5 (issue de PM25) échantillonnée dans la zone d’emprunt. Ils ont

fourni les paramètres suivants :

Cohésion au pic: 11 à 14 kPa

Cohésion finale: 10 à 14 kPa

Angle de frottement au pic: 32 à 39°

Angle de frottement final: 31 à 38°

La disparité des résultats peut s’expliquer par la nature des matériaux avec une matrice plus ou moins

sableuse et une quantité de grains qui peut varier d’un échantillon à l’autre.

Les valeurs les plus basses ont été retenues pour l’étude de stabilité réalisée par le bureau d’étude

TRACTEBEL ([2] en annexe) tandis que GEOLITHE [3] a minoré les valeurs pour tenir compte de

l’écrêtage des échantillons avant essais.

Cependant, les essais à la boite de cisaillement ne permettent pas d’obtenir un drainage complet du

sol. Il apparaît donc nécessaire de réaliser de nouveaux essais de caractérisation des sols qui seront

utilisés pour la construction du barrage notamment des essais triaxiaux.

5.2.2.4. Caractérisation des matériaux d’emprunt

Les matériaux reconnus par les sondages à la pelle sont, selon le guide GTR, de classe :

- A2 pour les limons argileux présents en fond de vallon,

- C1A1 voir C1B5 (4 échantillons sur 16) pour les graves limoneuses (moraines moyennement

consolidées).

Les graves limoneuses présentes sur le site sont des sols comportant des fines et des gros éléments La

classe C1A1 correspond à des matériaux anguleux (Dmax > 50 mm) comportant une fraction 0/50 mm

> 60 à 80% et des matériaux roulés. La fraction 0/50 est un sol de classe A, sols fins ayant un passant à

80 m > 35% et un VBS < 2,5.

Les limons de classe A2 sont des sols fins (dont le Dmax < 50 mm) qui présente un passant à 80 m > 35%

et un 2.5<VBS<6. Il présente donc un comportement légèrement plus plastique que la partie fine des

graves limoneuses.

Dans la zone d’emprunt envisagée, les matériaux présentent une teneur en eau comprise entre 10 et

15 % et un état hydrique considéré comme moyennement humide à humide avec quelques

reconnaissances plus extrêmes de terrains secs (plutôt haut de talus) et très humides (plutôt fond de

vallons).

Les essais Proctor ont fourni les caractéristiques suivantes :

Matériaux C1A1 :

- IPI=4 ;

- Teneur en eau OPN : 9,74%

Matériaux C1B5 :

- IPI=4 ;

- Teneur en eau OPN : 8,95%

Les indices de plasticité ont été calculés aux limites d’Atterberg sur 2 échantillons :

PM10 graves limoneuses, IP = 21

PM16 limons argileux, IP = 15



03/03/2016

CONSEQUENCES DE LA GEOTECHNIQUE SUR LE PROJET 5.3.

5.3.1. Matériaux d’emprunt

Les reconnaissances réalisées en 2013 ont consisté à réaliser 18 puits à la pelle dans la zone d’emprunt

envisagée et d’analyser les échantillons prélevés entre -2 et -5 m.

Les reconnaissances montrent que les matériaux de la zone d’emprunt présentent des caractéristiques

favorables pour la constitution d’un remblai étanche :

granulométrie homogène : réutilisation possible de l’ensemble des matériaux de la zone,

taux de fines à 80 microns supérieur à 30 % : caractéristiques de matériaux étanches

permettant d’envisager un remblai dans la masse (barrage non zoné ou pseudo-zoné),

indices de plasticité inférieurs à 35 : a priori pas de problème de stabilité, tassement,

gonflement, matelassage à la mise en œuvre.

Néanmoins les états hydriques dans lesquels ont été vus ces matériaux (pour rappel campagne de

sondages à la pelle réalisée en octobre 2013) sont un peu trop éloignés de leur optimum (OPN) :

jusqu’à 4 ou 5 points plus humides là où il est attendu de rester à 2 voire 3 points maximum de la teneur

en eau optimale.

Dans le détail, les limons argileux identifiés dans la zone d’emprunt uniquement au fond du vallon ont

été reconnus dans deux états hydriques différents : sec ou humide. Ils seront difficiles à mettre en œuvre

dans ces 2 états :

- en raison de leur portance faible lorsqu’ils sont humides

- en raison de la nécessité d’un compactage intense lorsqu’ils sont secs.

Relativement aux graves limoneuses rencontrées identifiées sur toute la zone, leur état hydrique au

moment des reconnaissances peut être classé de moyen (30% des échantillons) à très humide (45% des

échantillons) dans la zone d’emprunt. Elles seront également difficiles à mettre en œuvre dans ces 2

états hydriques extrêmes car :

- elles sont déjà très sensibles aux conditions atmosphériques lorsqu’elles sont dans un état

hydrique moyen ;

- elles présentent une faible portance lorsqu’elles sont humides car elles peuvent conserver des

pressions interstitielles après mise en œuvre et la présence de blocs peut entrainer des

difficultés lors de la réalisation des traitements.

Par ailleurs et compte tenu de la hauteur du barrage, les matériaux présents sur site qui présenteront un

état hydrique très humide ou très secs ne pourront pas être utilisés pour la réalisation du corps du

barrage.

Ainsi les matériaux de la cuvette peuvent être utilisés pour la réalisation des remblais du barrage mais

sous réserve d’un état hydrique favorable, nécessitant :

- une période de travaux favorable (période estivale) associée à une attention particulière et un

suivi strict de la teneur en eau des matériaux au fur et à mesure du chantier à l’état hydrique

moyen. En effet l’état hydrique peut varier dans les sols en fonction des saisons ou avec le

niveau de la nappe. Des dispositions constructives seront mises en place (pente, fermeture des

plateformes, drainage en grand de la cuvette et drainage des casiers) pour réduire l’infiltration

des eaux dans les matériaux en place et permettre leur ressuyage. Le planning du chantier

devra intégrer de probables interruptions de chantier en fonction des conditions

atmosphériques ;

- ou un traitement à la chaux selon les normes NF EN 459-1 NF P 98-101 associé à un

compactage moyen à faible à l’état hydrique humide. Le traitement à la chaux a pour objet

de rendre utilisables les sols qui ne présentent pas les caractéristiques requises avec une

technique qui consiste à incorporer, au sein du sol, un élément d’apport avec éventuellement

de l’eau et de les mélanger plus ou moins intimement in situ, jusqu’à l’obtention d’un matériau

homogène pour lui conférer des propriétés nouvelles.



03/03/2016

La chaux va modifier de façon sensible le comportement des sols que l’on souhaite réutiliser grâce à

trois actions distinctes :

- une diminution de la teneur en eau,

- des modifications immédiates des propriétés géotechniques du sol avec notamment un

aplatissement de la courbe Proctor avec diminution de la densité de l’optimum Proctor et

augmentation de la teneur en eau optimale,

- des modifications à plus long terme.

Le projet prévoit un remblai d’environ 220 000 m3 de matériaux, les terrassements de la retenue seront

donc réalisés jusqu’à la cote 1098 m NGF pour obtenir le volume de matériaux nécessaire à la

construction du barrage.

Il apparait donc nécessaire de :

- poursuivre les investigations notamment sur la teneur en eau de ces matériaux, par des

reconnaissances complémentaires réalisées à la période estivale (juin à août), période

prévisible pour la phase de terrassement du chantier,

- réaliser le cas échéant une étude de traitement à la chaux de manière à définir les conditions

de traitement ainsi que le pourcentage de chaux vive à appliquer.

Les matériaux élaborés (matériaux drainants, enrochements) ne peuvent pas être produits à partir des

matériaux du site ; ils seront donc approvisionnés à partir de carrières locales.

5.3.2. Problèmes généraux de stabilité des talus de la retenue

Les pentes transversales sur le site sont inférieures à 18%. Les sols présentent, en dehors de la frange

superficielle, de bonnes caractéristiques moyennes. Le site à l’état naturel ne présente aucun problème

de stabilité.

Dans le cadre du Projet, la stabilité des versants remodelés doit être vérifiée par le calcul, notamment

en cas de vidange rapide. Une première approche a été réalisée par TRACTEBEL sur la base des

résultats des essais à la boite de cisaillement qui montre une tenue des talus sur une hauteur de 10 m

avec une pente à 2,5H/1V qu’on se propose de respecter pour les terrassements de la cuvette. Il

conviendra néanmoins de reprendre ces calculs sur la base des caractéristiques géotechniques issues

d’essais triaxiaux.

5.3.3. Conditions de fondation du barrage

Les reconnaissances géotechniques et essais menés au droit du barrage mettent en évidence une

couverture limono-argileuse relativement molle d’une épaisseur d’environ 2 m dans la zone la plus

haute du barrage recouvrant un horizon morainique relativement ferme.

L’état limite ultime de défaut de portance de la fondation, qui n’est à considérer que comme situation

provisoire en fin de construction, a fait l’objet d’une vérification par GEOLITHE ([3] en annexe). Il a été

montré que cette condition de portance n’était pas vérifiée.

Ces calculs de stabilité montrent également que la stabilité n’est dans tous les cas pas assurée au droit

du profil le plus élevé lorsque la couverture limono-argileuse est conservée. L’ensemble de ces éléments

indiquent que des investigations complémentaires sont nécessaires pour déterminer la cohésion non

drainée des sols de couverture au droit du futur barrage (obtenue par des essais triaxiaux).

Le cas échéant, si la condition de portance n’est toujours pas respectée, il conviendra de réaliser un

calcul par éléments finis où devront être pris en compte le phasage de construction du barrage tout

comme le phénomène de consolidation afin de déterminer le niveau exact de fondation et la

nécessité de réaliser éventuellement une substitution de la couche de couverture limono-argileuse pour

limiter le risque de poinçonnement sous le remblai et le dalot.



03/03/2016

Les sols ne font par ailleurs pas partie de sols potentiellement liquéfiables puisque le coefficient

d’uniformité des sols reconnus est toujours supérieur à 15.

D’un point de vue perméabilité, les essais d'eau réalisés montrent des perméabilités généralement

modérées (de l'ordre de 10-6 m/s), avec des passages plus perméables (de l'ordre de 10-5 m/s)

constitués de sables ou de galets anguleux pluri-millimétriques dans les graves argileuses. La clé

d'étanchéité prévue sur une profondeur de 4 à 5 m au profil de plus grande hauteur permettra de

barrer les écoulements éventuels dans les terrains les moins consolidés.

Au regard du profil géophysique, il paraît nécessaire de compléter la connaissance de la partie sud du

futur barrage par des essais de perméabilité in-situ complémentaires.

Cette vérification pourrait également se porter sur la zone est du barrage, zone où a été reconnue des

moraines contenant des poches de formations locales emballées contenant des galets anguleux pluri-

millimétriques (identifiées comme plus perméables).

5.3.4. Stabilité du barrage

Deux études ont été réalisées sur la base des reconnaissances géotechniques.

L’étude de TRACTEBEL [2] semble avoir été réalisée pour répondre à deux objectifs :

- évaluer l’incidence qu’aurait une paroi moulée sous la clé d’ancrage du barrage. TRACTEBEL

démontre que le gain apporté en termes d’économie d’eau par rapport au coût important de

la réalisation de la paroi moulée est très faible.

- évaluer l’apport de risbermes à la stabilité de l’ouvrage. TRACTEBEL indique que l’ajout de

risbermes apporte une marge de sécurité supplémentaire limitée.

Cette étude a été réalisée sur le profil central de plus grande hauteur et reprend les différents cas à

étudier selon les recommandations du CFBR.

L’étude GEOLITHE [3] porte sur 4 profils du barrage dont le profil le plus haut (P07) en intégrant les

risbermes. Les caractéristiques mécaniques issues des essais ont été minorées. Les coefficients de

perméabilités des sols ont été majorés. Les conclusions de cette étude indiquent que l’ouvrage tel qu’il

est conçu au stade de l’avant-projet ne présente pas les coefficients de sécurités attendus au droit du

profil le plus élevé (profil central P07), qu’il ne peut pas être considéré comme stable et que, en l’état,

des modifications devront être apportées sur la fondation de l’ouvrage (substitution de la couche

limono-argileuse par exemple) notamment au droit du profil central, le profil le plus haut.

Il apparait donc nécessaire de réaliser des investigations complémentaires pour déterminer la cohésion

non drainée des matériaux par des essais triaxiaux, plus adaptés que les essais à la boîte de

cisaillement :

- sur des échantillons remaniés de la zone d’emprunt,

- sur les sols de fondation du barrage.

Il paraît également opportun d’affiner la perméabilité des matériaux du corps du barrage par des

essais à l’œdomètre, essais adaptés aux matériaux fins (< 5 mm) présentant une perméabilité inférieure

à 10-5 m/s.



03/03/2016

5.3.5. Tassements

Les tassements des terrains de fondations devraient, d’après les premiers éléments, rester modérés.

L’étude géotechnique d’avant-projet [1] les a évalués à moins de 10 cm au total.

Cependant il convient d’affiner cette approche sur la base d’investigations complémentaires

(notamment essais œdométriques sur des échantillons intacts) qui permettront d’évaluer précisément

les tassements attendus pour définir :

- les dispositions constructives à prendre : contre-flèche, nécessité de substituer la couche la plus

molle (limono-argileuse),

- le phasage de construction du barrage,

- les contrôles de chantier à mettre en place et notamment les points d’arrêts de l’élévation de

l’ouvrage.

Une contre-flèche pour compenser le tassement prévisionnel sera réalisée d’autant plus que la cote

finie de l’ouvrage présente un fort caractère de sensibilité si l’on considère la relative grande longueur

d’ouvrage (705 m) et la faible revanche sur la cote des Plus Hautes Eaux (0,55 m, cf. § suivants). Cette

contre-flèche intéressera la crête (relativement au tassement différentiel radial dans l’axe rive à rive) et

la réalisation des lanières drainantes (relativement au tassement différentiel transversal dans l’axe

amont-aval).

Des dispositions constructives adéquates de type joint de déformation seront mises en œuvre pour la

conception des ouvrages en béton ou en maçonnerie inclus dans le corps du remblai (coursier de

l’évacuateur de crue, dalot) afin d’exclure tout risque de déstructuration lié aux tassements

différentiels.

5.3.6. Etanchéité de la cuvette

L’ensemble des essais de perméabilités, que ce soit in-situ ou en laboratoire ont été réalisés dans les sols

situés au droit du barrage. Aucune mesure n’a été réalisée au droit de la zone d’emprunt dans la future

zone de fond de cuvette à la cote 1098 m NGF.

Dans les zones où les terrassements seront les plus importants (PM9, 12, 15, 18 et 21), le fond de cuvette

devrait se situer dans les moraines consolidées de surface ou profondes, qui, d’après les essais réalisés

au droit des sondages montrent des perméabilités moyennes de l’ordre de 5.10-6 m/s.

Dans la zone où les terrassements seront les plus faibles, au droit des sondages PM 10, 13, 16 les

matériaux constitutifs du fond de la cuvette correspondent à la base de la couche de couverture

limono-argileuse (matériaux A2) alors qu’au droit des sondages 19 et 22, ils correspondent aux graves

limono-argileuses (matériaux C1B1).

Le contexte géologique implique de considérer des risques d’infiltration latérale tout au long de la

cuvette vers les terrains sous-jacents (notamment vers le versant sud), les terrains morainiques

hétérogènes étant susceptibles de contenir des passes drainantes. Les reconnaissances géotechniques

effectuées dans le cadre des études préalables n’ont pas mis en évidence de passes drainantes.

En dehors de cet aspect, la majorité des infiltrations qui pourraient se produire dans les terrains de la

cuvette seront ramenées dans l’axe de la vallée et stoppées au niveau de la clé d’ancrage prévue

sous le remblai amont du barrage. De plus, les terrassements de la cuvette en pied de barrage seront

volontairement stoppés à une distance minimale de 10 m afin de maintenir sous la forme d’une

risberme de pied un tapis amont allongeant les trajets d'écoulement et donc limitant les forts gradients.



03/03/2016

5.3.7. Synthèse et reconnaissances complémentaires

Les différentes études réalisées au stade avant-projet (investigations géophysiques, approches

géologiques, reconnaissances géotechniques, études de stabilité), ont permis de :

- réaliser un modèle géotechnique de la zone étudiée,

- définir la géométrie du barrage et sa constitution,

- confirmer la zone d’emprunt et la possibilité de réutiliser les matériaux pour la constitution des

remblais (vérifier la variation des teneurs en eau selon la saison),

- approcher les pertes hydrauliques à travers le barrage.

Dans le cadre du projet, des investigations complémentaires sont nécessaires afin d’affiner certains

choix de construction et valider les dispositions constructives prévues à ce stade. Il convient notamment

d’apporter des précisions sur les points suivants :

- Fondation du barrage : (sols en place)

- Evaluation des tassements sur la base d’essais œdométriques complémentaires sur les sols de

fondation.

- Précisions sur les zones où la substitution de la couche de couverture sera nécessaire.

- Etude du phasage de la construction sur la base d’essais scissométriques complémentaires et

vérification de la capacité portante des sols de fondation.

- Caractérisation mécanique des sols de fondation par des essais triaxiaux.

- Corps du barrage : (matériaux d’emprunt)

- Etude de la mise en œuvre des matériaux issus de la zone d’emprunt : éléments complémentaires

sur la teneur /en eau des matériaux en période estivale et étude éventuelle de traitement à la

chaux.

- Détermination des caractéristiques des sols en place dans le cadre de l’élargissement de la zone

d’emprunt afin de garantir les volumes nécessaires à la constitution des remblais.

- Caractérisation mécanique des sols compactés par des essais triaxiaux.

- Détermination de la perméabilité des matériaux destinés à être utilisés par des essais

œdométriques.

- Vérification de la susceptibilité à la suffusion des matériaux de corps du barrage par des essais HET

(Hole Erosion test) ou JET (Jet Erosion Test).

- Mise à jour de l’étude des écoulements dans le corps du barrage et mise à jour des calculs de

stabilité (érosion interne et stabilité des pentes) en fonction des nouveaux résultats des essais sur les

matériaux.

- Zone en déblais : (traitement de la cuvette)

- Mise à jour du calcul de la stabilité des pentes des talus (notamment en vidange rapide).

De nouvelles reconnaissances dans le cadre d’une mission géotechnique de projet (G2) sont prévues à

l’été 2016 (juin ou juillet).



03/03/2016

6. ETUDES HYDROLOGIQUES ET HYDRAULIQUES

ETUDE HYDROLOGIQUE 6.1.

6.1.1. Bassin versant

Le bassin versant contrôlé par la retenue de Châtelar, d’extension réduite, 0,5 km², couvre

essentiellement des terres agricoles, des friches et quelques bosquets en périphérie immédiate du futur

plan d’eau (cf. annexe 1).

Les sols de couverture, constitués principalement de schistes argileux ainsi que la couverture végétale

réduite, favorisent le ruissellement direct.

Le point culminant du bassin versant se situe au niveau du lieu-dit de la Haute Correo à une altitude un

peu supérieure à 1150 m NGF.

La retenue projetée contrôlera un plan d’eau de 10 ha à la cote de Retenue Normale de 1 112,10 m

NGF, soit 20% du bassin versant naturel.

6.1.2. Débit réservé

L’ouvrage est situé tout à fait en tête de bassin versant et intercepte un cours d’eau de très faible débit

dont l’écoulement est largement influencé par le déversement des surplus du réservoir d’eau potable

et les apports d’eau d’irrigation provenant du Drac et véhiculés par des canaux d’irrigation gravitaires.

Les quelques jaugeages réalisés conduisent à estimer le débit de ce petit cours d’eau entre 2 et 4 l/s.

L’évaluation du débit réservé à garantir en pied de barrage est en cours. A ce stade, on retiendra pour

le projet que ce débit réservé sera de l’ordre de 1 à 2 l/s.

Ce débit sera constitué du rejet du réseau de drainage du barrage, éventuellement complété à l’aide

d’un piquage en diamètre 40 mm sur la conduite de vidange.

Un canal de mesure Venturi sera aménagé dans le chenal de restitution de la vidange afin de contrôler

le débit restitué.

6.1.3. Etude des crues

L’étude détaillée des crues est donnée en annexe.

Les résultats des différentes méthodes employées restent cohérents entre eux. Les valeurs de débits de

crues retenus sont présentées dans le tableau suivant :

Tableau 1 : Débit de crue sur la retenue du Châtelar

Période de retour 10 ans 100 ans 3000 ans 10000 ans

Débit de pointe (m3/s) 5 8 11,5 13

Le temps de montée de crue est estimé à 3,25 h (≈200 min).

La figure ci-après présente les deux hydrogrammes des crues de projet (Q 3 000 ans) et de sécurité

(1,15*Q10 000 ans) pour la retenue de Châtelar.



03/03/2016

Figure 5 : Hydrogrammes crues de projet et de sureté pour la retenue du Châtelar

ETUDE HYDRAULIQUE 6.2.

6.2.1. Gestion du réseau de l’ASA du Canal de Gap

6.2.1.1. Alimentation en eau des réserves

L’alimentation en eau des réserves est effectuée en période de hautes eaux du Drac : elle peut ainsi

débuter généralement entre le 10 et le 30 mars à partir de la fusion du manteau neigeux et se poursuit

jusqu’au mois de juin.

Concernant la retenue du Châtelar, le remplissage interviendrait ainsi entre le 20 avril et le 20 mai.

L’apport hydraulique est ensuite décroissant pour arriver au débit réservé du Drac entre le 1er juillet

(étiage sévère) et le 15 juillet (année hydraulique soutenue).

Les retenues sont alors destinées à être déstockées en période de basses eaux du Drac.

6.2.1.2. Irrigation des zones agricoles

Selon le règlement interne de l’ASA du Canal de Gap, la période d’arrosage s’étend du 15 avril au 15

octobre.

Au commencement de la saison, les besoins en eau sont assurés directement à partir des canaux et

non des réserves tant que le débit prélevé sur le Drac est suffisant.

Cependant les besoins en eau débutent généralement à partir du 15 juin. Lorsque le débit prélevé du

Drac n’est plus suffisant, les retenues sont mobilisées.

Pour la retenue du Châtelar, la mise en service de l’ouvrage devrait intervenir de manière variable

selon les années, entre le 20 juin et le 10 juillet.

La période d’irrigation à partir des retenues s’étale de juillet à octobre. En cas d’augmentation

temporaire de l’hydraulicité du Drac en période estivale, un complément de remplissage des retenues

peut être réalisé.



03/03/2016

6.2.2. Alimentation de la nouvelle retenue

6.2.2.1. Débit d’alimentation

D’après la topographie du site, le volume maximal de la nouvelle retenue pourrait atteindre

1 050 000 m³ environ. Pour des contraintes de gestion, l’ASA du Canal de Gap souhaite être capable

de remplir sa retenue sur une période d’un mois en continu (en réalité 1,5 mois au total en comptant

des périodes d’immobilisation pour des questions de turbidité de l’eau). Le débit d’alimentation

minimum nécessaire sera de l’ordre de 420 l/s.

6.2.2.2. Canal de Charance

Le gabarit du canal de Charance est depuis 10 ans aménagé progressivement pour homogénéiser sa

capacité de transit et notamment prendre en compte les besoins en alimentation des futures retenues

de Lagarde et du Châtelar.

Actuellement, le captage au niveau du Drac permet de prélever un débit maximal de 4 m³/s. Le

partiteur situé au niveau de la réserve des Jaussauds permet de restituer un débit maximal de 2 m³/s

dans le canal de Charance correspondant à sa capacité jusqu’en amont du dégrilleur de Corréo. Sur

cette première partie est notamment prélevé le débit alimentant la réserve des Manes. Après cette

zone, le gabarit du canal limite la capacité de transit à 900 l/s environ qui sont répartis depuis le point

nommé « A » entre les réserves de Corréo, D’ et Pelleautier en période de remplissage des retenues.

C’est à partir de ce point que sera également alimentée la retenue de Châtelar.

C’est sur la base du débit minimum précédemment décrit (420 l/s) que le canal prolongeant la

branche de Charance jusqu’au barrage sera recalibré.

6.2.2.3. Alimentation du réseau local partir de la retenue du Châtelar

Actuellement, les adhérents du Canal de Gap situés sur la commune de la Roche des Arnauds sont

alimentés gravitairement par un réseau de canaux eux-mêmes alimentés depuis le canal de

Charance. Le chenal qui sera utilisé pour l’alimentation de la retenue constitue la partie amont de ce

réseau gravitaire.

Suite à la réalisation de la retenue du Châtelar, une partie des surfaces actuellement irriguées par ces

chenaux sera alimentée directement par la retenue. Selon les altimétries, certaines parcelles seront

converties à l’aspersion. Les autres parcelles qui ne sont pas situées en aval de la retenue ou ne

bénéficiant pas d’une charge suffisante continueront à être alimentées depuis le réseau existant qui

sera maintenu en conséquence.

Une étude préliminaire des besoins en termes de prise d’eau sur la retenue pour l’alimentation du

secteur de la Roche-des-Arnauds a été réalisée.

Pour une surface à l’aval de la retenue du Châtelar potentiellement convertie à l’aspersion de

912 972 m², le débit de pointe nécessaire a été évalué à 76 l/s, hypothèse retenue pour le

dimensionnement hydraulique de la prise d’eau.

En considérant une vitesse de l’eau de 2 m/s dans les canalisations, on obtient un diamètre minimal de

200 mm. Afin de disposer d’une marge de sécurité, la prise d’eau pour subvenir aux besoins du réseau

d’irrigation local sera réalisée par une conduite de diamètre nominal 300 mm.



03/03/2016

6.2.3. Alimentation du réseau aval à partir de la retenue du Châtelar

La retenue du Châtelar est également destinée à soutenir l’alimentation des périmètres irrigués situés à

l’aval de la réserve D’. Il est donc prévu un raccordement entre le réseau situé à proximité de la

retenue de Corréo et la retenue du Châtelar.

Actuellement le point A alimente deux conduites :

- un Ø 500 puis un Ø 450 (partie commune avec la seconde conduite) reliant le point A à la

réserve de D’ comportant une seule antenne d’irrigation intermédiaire (Quint) ;

- un Ø 400 puis un Ø 450 (partie commune avec la première conduite) reliant le point A à Corréo

puis D’, avec plusieurs antennes desservant le périmètre irrigué de Corréo.

Ces conduites sont en acier et âgées de 40 ans environ. Actuellement si les deux conduites alimentant

D’ sont utilisées en parallèle, le débit de pointe peut atteindre 450 l/s en aval. S’il n’y en a qu’une (en

période d’exploitation de Corréo, la seconde conduite n’est utilisée que pour la desserte du périmètre

de Corréo) le débit d’alimentation du secteur D’/ Pelleautier est réduit à 280 l/s en pointe. Or ce débit

n’est pas suffisant pour alimenter en pointe le périmètre desservi par D’. Un soutien supplémentaire est

donc nécessaire, qui pourrait être apporté par la retenue du Châtelar.

Figure 6 : Schéma des réseaux de liaison actuels – point A – Corréo – D’

6.2.3.1. Périmètre bénéficiaire de la réserve du Châtelar

Les terrains qui seront bénéficiaires de la retenue de Châtelar sont ceux situés en aval de D’. Le

périmètre concerné représente une surface irriguée de 6,7 km² directement desservis par D’ auxquels

s’ajoutent éventuellement les 8 km² desservis par l’intermédiaire de la réserve de Pelleautier, même si

ce secteur est rarement en pénurie.

Les communes desservis sont La Freissinouse, Pelleautier, Neffes et Sigoyer. Dans ce secteur, l’agriculture

se caractérise par de la polyculture (50% de prairie d’élevage, 30% de céréales et 20% de fruitiers).

La cartographie du périmètre bénéficiaire est présentée en annexe.

6.2.3.2. Liaison hydraulique Châtelar - Corréo

La liaison avec la retenue du Châtelar permettra d’accroître le débit de pointe alimentant la réserve

D’. Au vu des besoins en eau actuellement non satisfaits à l’aval de D’, l’ASA du Canal de Gap a

estimé le débit nécessaire d’alimentation depuis Châtelar à 350 l/s.

Pour satisfaire ce débit, l’alimentation du réseau se fera par surpression quand le niveau de la retenue

du Châtelar sera inférieur à 1105,60 NGF.

Châtelar



03/03/2016

7. PRINCIPES GENERAUX DE CONCEPTION DE LA

RETENUE DE CHATELAR

Les différentes variantes de barrages étudiées reposent toutes sur la réalisation d’un remblai en

matériaux meubles extraits dans l’emprise de la future cuvette.

Ce principe a l’avantage :

- de valoriser les matériaux présents dans la cuvette ;

- d’accroître la capacité de stockage initiale ;

- de limiter le montant des investissements ;

- de limiter les transports de matériaux sur les voies départementales et chemins communaux.

Compte tenu des contraintes topographiques et foncières ainsi que des objectifs de stockage, la cote

de retenue normale ne peut être portée au-delà de 1114 m NGF :

- limitation en extrémité est de la cuvette, liées à la limite parcellaire et à la station de pompage ;

- limitation en bordure sud par l’altimétrie de l’épaulement naturel supportant la RD513 ;

- limitation en bordure nord par l’altimétrie de l’épaulement naturel supportant le canal.

Les besoins en eau du Canal de Gap sont tels que la maximisation du volume de stockage prime sur

l’équilibre déblais / remblais, d’autant que les matériaux excédentaires pourront être mis en dépôts et

modelés en aval du barrage pour favoriser son intégration paysagère, comme cela a déjà été réalisé à

Corréo.

Le surcreusement de la cuvette sera cependant limité aux principes suivants :

- maintenir en pied amont du barrage, le terrain naturel sur au moins 10 m pour des questions

d’accès pour l’entretien et d’étanchéité,

- creusement limité dans la partie sud pour garder une épaisseur suffisante de matériaux afin de

limiter le risque d’infiltrations vers le versant,

- respecter la géométrie du vallon, notamment limiter les pentes des berges et maintenir une

légère pente en fond de retenue pour permettre le ressuyage correct en cas de vidange.

Le volume total d’extraction pour la constitution du remblai est estimé à 220 000 m3 environ.



03/03/2016

8. MEMOIRE DESCRIPTIF ET JUSTIFICATION

VARIANTES ENVISAGEES 8.1.

8.1.1. Sites alternatifs

L’étude de faisabilité générale réalisée en 1990 (Réserves collinaires dans le secteur de la Garde Corréo

- Simecsol) a mis en avant l’intérêt du site de Châtelar par rapport à d’autres sites voisins tels que le

Forest de Souscon ou la Commanderie en termes notamment de volume total de stockage et de ratio

entre le volume stocké et le volume de l’ouvrage à mettre en œuvre.

8.1.2. Variantes étudiées sur le site de Châtelar

Etant donnée la nature des matériaux d’emprunt identifiés sur site, l’ouvrage sera constitué d’un

remblai homogène. L’étanchéité est obtenue dans la masse, les matériaux d’emprunt présentant les

caractéristiques suffisantes (notamment perméabilité moyenne de 10-6 m/s) sans que l’on ait

normalement à envisager de traitement complémentaire (voile d’injection, paroi moulée ou

membrane d’étanchéité).

Les variantes étudiées concernent essentiellement le positionnement de l’axe du barrage et de la cote

de la crête en fonction :

- de l’impact sur les occupations foncières ;

- de l’impact sur les chemins et axes routiers;

- du volume de stockage ;

- des impacts techniques selon la hauteur du barrage.

8.1.2.1. Positionnement de l’axe du barrage

Deux axes potentiels ont été étudiés :

- l’un en amont du chemin agricole;

- l’autre en aval du chemin agricole.

Figure 7 : Variante d’implantation de l’axe du barrage – extrêmes amont et aval



03/03/2016

Vis-à-vis des chemins et des axes routiers :

Avec le positionnement selon le premier axe (amont), le chemin agricole ne devra être rétabli que sur

une longueur de 60 m contrairement au second positionnement où le chemin traversant le site en aval

est entièrement à déplacer.

Vis-à-vis du volume stocké :

Le second axe (aval) a l’avantage de présenter une surface de cuvette disponible plus importante

donc plus de volume pour une même cote de crête.

En outre le tracé de l’axe du remblai a été positionné afin de réduire au maximum l’impact sur les

parcelles foncières périphériques.

C’est au final le tracé aval qui a été retenu.

8.1.2.2. Hauteur du barrage

Plusieurs hauteurs ont été étudiées :

- une crête calée à la cote de 1115 NGF ;

- une crête calée à la cote de 1114 NGF ;

- une crête calée à la cote de 1113 NGF.

Vis-à-vis des chemins et des axes routiers :

Pour un même positionnement de l’axe du barrage, plus la hauteur est élevée plus l’impact sur les

chemins et les axes routiers sont importants. Les axes doivent être restitués ou réaménagés selon les

contraintes techniques.

Vis-à-vis du volume stocké :

Pour un même positionnement de l’axe du barrage, plus la hauteur est élevée plus le volume d’eau

stocké est important mais le ratio entre le gain en volume stocké entre les cotes 1113 m et 1115 m et les

volumes de déblais/remblais à mettre en œuvre et contraintes de rétablissement des accès n’est pas

très satisfaisant. Les contraintes évoquées ci-dessus conduisent donc à privilégier un calage à la cote

1113 NGF. C’est cette variante qui a été retenue.

8.1.2.3. Implantation de l’évacuateur de crues

Deux implantations ont été envisagées lors de l’avant-projet :

- une implantation dans la partie centrale de plus grande hauteur du barrage ;

- une implantation en rive droite du barrage.



03/03/2016

Figure 8 : Variante d’implantation de l’évacuateur de crues

Implantation dans la partie centrale du barrage :

En implantant l’évacuateur de crues dans la partie centrale du barrage, l’ouvrage sera situé dans l’axe

d’un talweg ce qui facilite l’évacuation de l’eau vers le milieu naturel. Cependant l’évacuateur de

crues sera situé sur le profil de plus grande hauteur ce qui implique un ouvrage de plus grandes

dimensions par rapport à une variante en rive droite.

Implantation en rive droite :

L’implantation en rive droite permet de bien séparer l’évacuateur de crues des autres organes et de

s’éloigner du profil de plus grande hauteur pour réduire la longueur du coursier.

En implantant l’évacuateur de crues en rive droite, l’eau sera rejetée dans le bassin versant voisin au

nord de la retenue. Les travaux d’accompagnement des eaux dans ce thalweg sont néanmoins plus

importants et posent potentiellement des problèmes fonciers.

C’est la variante d’évacuateur central qui a été retenue.



03/03/2016

8.1.2.4. Implantation de l’ouvrage d’alimentation

L’alimentation de la retenue sera assurée par le canal existant au sud de la retenue.

Deux positions sont possibles concernant l’ouvrage de prise d’eau :

- sur la partie ouest de la retenue ;

- sur la partie sud-est de la retenue.

Figure 9 : Variantes concernant les points d’alimentation de la retenue

Ouvrage d’alimentation en partie ouest de la retenue :

Cette implantation permet un couplage des ouvrages de génie civil de l’alimentation et de la prise

d’eau, d’où une économie d’échelle (un seul ouvrage au lieu de deux). Cependant, ce couplage

pose potentiellement un problème de qualité de l’eau du fait de la proximité de la prise et du point

d’alimentation. En outre, cette solution impose une modification substantielle du chenal afin de

conserver un calage altimétrique suffisant au remplissage de la retenue, difficilement compatible avec

la topographie du site (création d’un chenal perché, problème d’interférence avec la RD513).

Ouvrage d’alimentation en partie sud-est de la retenue :

Cette implantation nécessite la création d’un ouvrage distinct, avec franchissement de la RD513, mais

permet d’utiliser de manière optimale la pente naturelle du canal à aménager dont l’altimétrie

naturelle peut être mise à profit pour un remplissage gravitaire simple. Le point d’alimentation est

éloigné de la prise et permet une sédimentation éventuelle dans la retenue en cas d’apport d’eaux

chargées.

C’est la variante d’alimentation en partie sud-est qui a été retenue.

Canal issu de la branche de Charance



03/03/2016

8.1.2.5. Implantation de la prise d’eau

Deux positions sont possibles concernant l’ouvrage de prise d’eau :

- sur la partie ouest de la retenue ;

- sur la partie sud-est de la retenue.

Figure 10 : Variante d’implantation de la prise d’eau

Ouvrage de prise en partie ouest de la retenue :

Ce positionnement est le plus favorable en ce qui concerne l’alimentation du périmètre directement

sous la retenue et permet un couplage des ouvrages de génie civil de la prise et de la vidange, d’où

une économie d’échelle (un seul ouvrage au lieu de deux). Le linéaire de conduite à mettre en place

pour le raccordement à Corréo est plus important mais la pose pourra se faire à une profondeur

raisonnable en terrassement classique. L’alimentation vers D’ pourra s’effectuer en partie de manière

gravitaire.

Ouvrage de prise en partie sud-est de la retenue :

Implanter l’ouvrage d’alimentation en partie sud-est permet de limiter le linéaire de canalisation à

mettre en place pour le raccordement vers Corréo ; cependant le calage altimétrique de la prise n’est

pas optimal et nécessite, sous peine de devoir enfoncer significativement l’ouvrage et les canalisations,

de surpresser le réseau en permanence afin de franchir l’épaulement sud.

C’est la variante de prise d’eau ouest qui a été retenue.



03/03/2016

8.1.3. Solution technique retenue

Après prise en compte des différents points abordés ci-avant, la solution retenue est la suivante :

- l’axe du barrage a été positionné en aval du chemin agricole existant,

- la cote de la crête est calée à 1113 NGF ;

- l’évacuateur de crues est positionné au centre, dans l’axe du vallon ;

- l’ouvrage d’alimentation est implanté en partie Sud-Est de la retenue ;

- l’ouvrage de prise d’eau est implanté à l’Ouest de la retenue ;

Au stade actuel de l’étude, le principe de raccordement avec les retenues de Corréo et D’ arrêté

avec le Maître d’Ouvrage porte sur un raccordement de Châtelar sur la canalisation Ø 500 mm reliant

le point A à D’ avec mise en place d’un surpresseur au pied du barrage de Châtelar permettant

d’utiliser la totalité du volume stocké.



03/03/2016

RETENUE 8.2.

La retenue sera terrassée afin d’en extraire le volume de déblais nécessaire à la constitution des

remblais du barrage, ce qui aura également l’avantage d’augmenter son volume de stockage.

8.2.1. Terrassements

Au-delà d’une bande de 10 m de largeur environ conservée au pied amont du barrage, la cuvette

sera terrassée afin d'augmenter son "rendement" topographique pour obtenir une capacité de

stockage utile voisine de 1 000 000 m3 et obtenir les volumes nécessaires au remblai.

Une étude d'optimisation topographique des terrassements de l’emprise de la future cuvette, qui prend

en compte également les résultats des reconnaissances géotechniques par tranchées, a été réalisée

afin d'adapter au mieux les caractéristiques géométriques générales de ces terrassements à la

topographie existante, l’objectif étant de chercher un équilibre entre les déblais et les remblais

nécessaires.

Les terrassements porteront essentiellement sur l’emprise du fond de la future cuvette, qui sera terrassée

subhorizontalement à entre 1 098 NGF à l’amont et 1097 NGF à l’aval, et sur le versant rive droite qui

sera terrassée avec un talus de pente à 2,5/1, sous la cote de la retenue normale. Ce terrassement sera

également poursuivi en queue de retenue mais limité au strict minimum sur le versant rive gauche.

Dans l’axe de la cuvette, un fossé longitudinal à faible pente permettra de faciliter la vidange totale de

la retenue.

Le fruit des talus immergés de la cuvette ne dépassera pas 2,5/1.

8.2.2. Courbes caractéristiques

Les courbes hauteurs/volumes et hauteurs/surfaces de la cuvette après terrassement sont synthétisées

sur le graphique suivant.

Figure 11 : Courbe hauteur-volume de la retenue du Châtelar

1 096

1 098

1 100

1 102

1 104

1 106

1 108

1 110

1 112

1 114

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10 1,20

Cot

e (m

NG

F)

Volume (hm³)

Réserve du Châtelard - courbe hauteur volume de la retenue



03/03/2016

Figure 12 : Courbe hauteur-surface de la retenue du Châtelar

8.2.3. Etanchéité

Les conditions géologiques identifiées semblent garantir l’étanchéité de la cuvette.

En phase de travaux une reconnaissance détaillée des terrains après terrassement sera effectuée afin

de réaliser les purges ou des traitements ponctuels éventuellement nécessaires.

Une attention particulière sera portée au creusement de la tranchée d’ancrage / tranchée

d’étanchéité pour vérifier que les passages de terrains grossiers perméables repérés dans les sondages

sont bien des poches isolées et non des couches traversantes.

1 096

1 098

1 100

1 102

1 104

1 106

1 108

1 110

1 112

1 114

0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00 7,00 8,00 9,00 10,00 11,00

Cot

e (m

NG

F)

Surface (ha)

Réserve du Châtelard - courbe hauteur surface de la retenue



03/03/2016

CONCEPTION DU CORPS DE BARRAGE 8.3.

Se reporter aux plans 01, 03, 07 et 08.

8.3.1. Conception générale

L’ouvrage sera constitué d’un remblai homogène de profil trapézoïdal, réalisé avec les matériaux

identifiés dans les zones d’emprunt de la cuvette.

8.3.2. Calage des cotes de retenue et de crête

Du fait des contraintes foncières, topographiques et des objectifs de stockage évoqués ci-dessus, la

cote de crête a été fixée à 1113,00 NGF.

Le calage des cotes de Retenue Normale et de Plus Hautes Eaux a été optimisé selon un processus

itératif en fonction des contraintes hydrologiques du site, des dispositions constructives de l’évacuateur

de crues et en tenant compte des revanches recommandées pour ce type d’ouvrage. Le détail des

calculs est présenté en annexes 3-1 et 3-3.

8.3.3. Calcul de la revanche minimale

Les calculs ont été menés suivant les recommandations du CFBR sur la justification de la stabilité des

barrages en remblai (juin 2010). Le détail des calculs est présenté en annexe 3-2.

Les hauteurs de vagues et donc les revanches minimales à considérer sont :

- 53 cm par rapport à la cote de PHE ;

- 67 cm par rapport à la cote de RN.

CARACTERISTIQUES GENERALES 8.4.

D’une hauteur maximale de 16 m au-dessus du terrain naturel sur l’axe pour une longueur en crête de

705 m, ses caractéristiques générales sont les suivantes :

- Rapport L/H : 5

- Cote de la crête : 1113,00 NGF,

- Largeur en crête : 5,00 m,

- Pente du talus amont : 2,5/1 + risberme de 3,50 m de largeur à 1105,00 NGF

- Pente du talus aval : 2,5/1 + risberme de 3,50 m de largeur à 1105,00 NGF

- Cote de retenue normale maximale : 1112,10 NGF,

- Cote des plus hautes eaux exceptionnelles : 1112,45 NGF,

- Revanche au-dessus des plus hautes eaux exceptionnelles : 0,55 m.

- Volume global du remblai : 220 000 m³

- Rayon de courbure : de 50 à 85 m au droit de l'axe de la crête.



03/03/2016

8.4.1. Conception du corps du barrage

Le barrage sera constitué d’un remblai homogène réalisé en matériaux gravelo-limoneux

soigneusement compactés.

Les matériaux seront sélectionnés en emprunt. Les plus limoneux seront disposés en amont du drain

vertical, les autres plus caillouteux seront placés en recharge aval.

Le remblai sera mis en place sur le terrain naturel qui aura été préalablement décapé sur une épaisseur

moyenne variable de 0,30 à 0,50 m. Cette épaisseur sera éventuellement adaptée en fonction des

caractéristiques des terrains de couverture (épaisseur de la terre végétale ou présence de sols mous à

purger et substituer dans la partie aval de l’emprise). En particulier au niveau du profil de plus grande

hauteur, et relativement à l’analyse réalisée par GEOLITHE [3], il se pourrait que la purge atteigne 2,5 m

pour obtenir de bonnes caractéristiques mécaniques. Cette hauteur de purge définitive sera confirmée

à l’ouverture des fouilles.

Un drain vertical de 0,80 mètre d’épaisseur sera disposé dans la partie centrale du barrage sur toute la

hauteur du remblai pour intercepter les écoulements dans la recharge amont. Il sera réalisé en sable de

granulométrie 0-5 mm.

Indépendamment de ce drain vertical, des lanières drainantes horizontales de 0,60 mètre d’épaisseur

et de 3,0 m de largeur seront disposées sous la recharge aval du barrage au contact de la fondation.

Elles seront régulièrement espacées tous les 9 m (relativement à leur axe au niveau de la crête).

Les protections extérieures du corps du barrage comprendront :

sur le parement amont, un rip-rap constitué d’enrochements libres 200-500 mm sur

0,60 m d’épaisseur mis en place sur un feutre géotextile filtrant et anti-poinçonnement.

sur le parement aval, un enherbement mis en place sur une couche de terre végétale

de 0,20 m d'épaisseur,

sur le couronnement, une couche de grave non traitée (GNT) de 0,30 m d'épaisseur

mise en place sur une largeur de 5 m soigneusement compactée et posée sur un

feutre géotextile filtrant et anti-poinçonnant.

Le profil du barrage comprendra deux risbermes, une sur le talus amont et une sur le talus aval de

3,50 m de largeur, calées à la cote 1105,00 NGF, pour améliorer la stabilité, protéger l’ouvrage contre le

ruissellement de l'eau (côté aval) et faciliter l’accès et l’'entretien des parements.

A noter que la risberme amont se trouve à l’aplomb de la clé d’ancrage autorisant en cela une

éventuelle reprise de l’étanchéité de type paroi moulée ou autre.

8.4.2. Matériaux d’emprunt

Les essais géotechniques ont montré que les matériaux disponibles dans l’emprise de la retenue

présentaient de bonnes caractéristiques pour la constitution d’un remblai étanche dans la masse. Les

emprunts seront exploités sur une épaisseur moyenne de 5 mètres après décapage de la terre

végétale.

L’emprunt dans l’emprise de la retenue présente l’avantage de limiter les coûts de transport et permet

une augmentation importante du volume de stockage.

Les matériaux reconnus présentent une certaine homogénéité en nature mais avec des proportions

graveleuses et sableuses variables. On pourra classer sommairement ces matériaux. Les sols à

dominante limoneuses seront réservés à la zone amont dont on recherche l’étanchéité. Les sols plus

caillouteux seront utilisés pour la constitution de la recharge aval pour laquelle de bonnes

caractéristiques mécaniques sont recherchées.

Les matériaux élaborés (sables, argile, enrochements) ne peuvent pas être produits à partir des

matériaux du site et seront donc approvisionnés à partir de carrières locales.



03/03/2016

8.4.3. Fondations

Le corps du remblai repose sur le terrain en place, décapé au préalable sur une épaisseur moyenne de

0,30 à 0,50 m (voire davantage localement, cf. § 8.4.1).

La liaison entre le remblai et ses fondations est assurée par une clef d'ancrage implantée sous le pied

amont du barrage et présentant les caractéristiques suivantes :

- largeur en plafond : variable,

- largeur à la base : 3 m,

- profondeur moyenne sous le terrain naturel : 3 m minimum et localement jusqu’à 5 m en fond de

vallon,

- pente des talus : 1/1.

Cette clef sera remontée latéralement sur les deux versants, ses caractéristiques géométriques étant

alors identiques à celles du fond de vallée à l’exception de sa profondeur sous le niveau du terrain

naturel décapé, qui variera progressivement entre le fond du thalweg et les deux extrémités du

barrage (profondeur variable de 3 à 1 m sous le niveau naturel décapé).

8.4.4. Drainage

Le drainage du corps du barrage est assuré par :

- un drain vertical qui permet de contrôler les fuites éventuelles à travers la recharge amont

étanche ;

- des lanières drainantes régulièrement espacées sous la recharge aval pour dissiper les sous-

pressions pouvant apparaître en fondation.

Le drain vertical de 0,80 m d’épaisseur est implanté en limite aval de la crête (à 2,5 m en aval de l’axe

du barrage). Il est arasé au niveau de la cote des plus hautes eaux soit 1112,45 NGF. Ce drain est

destiné à intercepter les infiltrations éventuelles à travers le corps du barrage et à ramener les débits

collectés en aval. Il est réalisé en sable propre de granulométrie 0-5 mm. Il est conçu pour être

indépendant des lanières drainantes et ainsi permettre une mesure séparée des fuites du remblai. Il est

prévu en continu sur toute la longueur du barrage. Les eaux drainées sont collectées en cinq (5) points

par des tuyaux aveugles (non perforés) en diamètre 300 mm qui ramènent les eaux de drainage au

niveau de regards bétons servant d’exutoires de mesure.

Le dispositif de drainage, implanté sous l’emprise de la recharge aval, comprend des lanières

drainantes implantées perpendiculairement à l’axe du barrage avec un entre-axe de 9 m en base

amont : ces lanières, qui ont une section moyenne de 0,60 x 3,00 m, sont décaissées dans les deux

premières couches de remblai mises en place sur le terrain décapé. Elles sont terrassées avec une

légère pente longitudinale vers l’aval, destinée à favoriser l’écoulement des débits collectés, et sont

constituées par un matériau drainant de type gravier, de granulométrie 5-20 mm, enfermé dans une

« chaussette » en géotextile.

L’exutoire de chaque lanière est constitué par l’enchaînement d’un drain en diamètre 160 mm ou

200 mm (selon la hauteur du barrage) recoupant les 3 mètres aval de la lanière puis d’un tuyau

aveugle de même diamètre jusqu’à un regard béton servant d’exutoire de mesure.

Les débits des lanières sont collectés à raison de 2 lanières pour un regard, ce qui revient à disposer un

regard de lanières tous les 18 m soit 38 regards pour tout le linéaire du barrage.

Les conduites ramenant le débit du drain vertical vers les exutoires aval seront en fonte C50, posées en

tranchées réalisées dans les 2 premières couches du remblai et remblayées soigneusement.

Les drains ramenant le débit des lanières drainantes seront de type drain routier PEHD renforcé SN8 ou

équivalent.

Les tuyaux aveugles posés dans la continuité des drains des lanières jusqu’aux regards bétons seront en

PVC CR8.



03/03/2016

8.4.5. Aménagement du couronnement et des risbermes

Afin de permettre la circulation sur l'ouvrage, le couronnement et les risbermes sont protégés par une

couche de roulement en grave non traitée (GNT) de 0,30 m d’épaisseur.

OUVRAGES DE PRISE/VIDANGE 8.5.

Se reporter aux plans 05, 06 et 11.

Cet ouvrage est destiné à assurer les différentes fonctions hydrauliques liées :

à la prise d’eau nécessaire à l’alimentation du réseau propre à la retenue ;

à la prise d’eau assurant la liaison avec les secteurs de Corréo / D’ ;

à la vidange de fond.

Les fonctions vidange et prise d’eau ont été séparées. Ce principe apporte davantage de souplesse

dans l’exploitation de la retenue et la sécurisation de la distribution en mode dégradé. Il permet en

particulier de disposer d’une alimentation en secours d’une autre par le biais d’un by-pass entre les

conduites principales.

8.5.1. Dimensionnement de la vidange de fond

Les recommandations du CFBR préconisent de pouvoir ramener le niveau de la retenue à la mi-charge

en sept (7) jours et la pleine charge en 21 jours. La mi-charge est atteinte à la cote de 1104,50 NGF ce

qui représente un volume de 450 000 m³. La charge complète représente 950 000 m3.

On retient finalement une conduite en diamètre 600 mm réduite en 500 mm en sortie aval par un

convergent capable de transiter à pleine charge un débit de 1,7 m3/s (cf. calcul en annexe).

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

2.00

1097 1098 1099 1100 1101 1102 1103 1104 1105 1106 1107 1108 1109 1110 1111 1112 1113 1114

Dé

bit

m3/s

Cote NGF

Débittance de la vidange

Figure 13 : Courbe de débittance de la vidange

Le détail du calcul est présenté en annexe 3-4.

8.5.2. Dimensionnement de la prise d’eau

La prise d’eau a été dimensionnée afin de pouvoir assurer le débit d’alimentation objectif vers D’, en

tenant compte des problématiques de pertes de charge.



03/03/2016

8.5.3. Description des ouvrages

L’ouvrage comprend :

- un ouvrage de tête amont où ont été regroupés la crépine de prise d’eau et l’ouvrage

d’entonnement de la vidange de fond;

- une galerie sous remblai (dalot) où sont implantées les deux conduites de diamètre 600 mm qui

assurent le transit des débits de prise d’eau et de vidange sous le corps du remblai ;

- une chambre des vannes aval où sont intégrées les vannes de réglage des débits alimentant les

réseaux d’irrigation et des débits de vidange (et débit réservé) ainsi que le dispositif de surpression

permettant le refoulement vers D’ ;

- un bassin de restitution des débits de vidange.

8.5.3.1. L’ouvrage de tête amont

Réalisé dans le prolongement du dalot, cet ouvrage comprend :

- l’ouvrage d’entonnement de la vidange de fond : il s’agit d’un ouvrage semi circulaire constitué

d’un seuil calé à 1098 NGF et d’un entonnement semi circulaire de 6 m de longueur (r = 2 m) et de

1,50 m de hauteur protégé par des barreaux en béton de 0,25 x 0,10 m implantés avec un entre

axe de 0,30 m (soit un entrefer de 0,20 m) ;

- la crépine de prise d’eau calée à 1099,80 NGF : il s’agit d’une crépine métallique de 1,50 m de

diamètre et de 1,20 m de hauteur dont les barreaux sont implantés avec un entre axe de 0,20 m.

8.5.3.2. Le dalot sous le remblai

D’une longueur totale de 72,60 m, il est implanté dans l’axe de la vallée, sous la partie centrale du

barrage.

Il s’agit d’un ouvrage en béton de 2,80 m de largeur et de 2,50 m de hauteur (dimensions intérieures),

fondé sur un radier de 0,50 m d’épaisseur, dont la pente longitudinale est d’environ 1,6%. Les parois

latérales extérieures présentent un fruit de l’ordre de 8% pour permettre un meilleur compactage des

matériaux de remblais, et sont chanfreinées au niveau des angles supérieurs. Des drains longitudinaux

ont été prévus de part et d’autres, en aval du drain vertical. Ces drains en diamètre 300 mm, posés

dans une chaussette drainante (sable entouré de géotextile) récupèrent les exutoires aval des

collecteurs rive droite et rive gauche du drain vertical. Au droit et en aval du drain vertical, une

transition en matériau drainant a été prévue pour assurer la continuité du drainage.

Le dalot est aménagé pour accueillir les deux conduites de prise d’eau et de vidange en 600 mm qui

sont posées côte à côte sur des supports en béton avec un fil d’eau calé à 1097,46 NGF côte amont

pour la vidange.

La conduite de prise d’eau et la conduite de vidange sont équipées chacune en tête d’une vanne

guillotine de diamètre nominal 600 mm qui joue le rôle de vanne de garde.

La manœuvre de ces vannes guillotines sera motorisée et télécommandée depuis l’aval en un point

situé à l’extérieur de la chambre des vannes pour permettre une fermeture à distance au cas où le

dalot et le local des vannes seraient inaccessibles (exemple : fuite importante). Ces vannes pourront

également être actionnées manuellement.

La conduite de restitution sera équipée d’un débitmètre électromagnétique.

En particulier les conduites sous dalot et dans la chambre des vannes seront en acier X60 ou L415

répondant à la norme EN 10224, pour une PFA de 10 bars ou d’un matériau équivalent.

Toute la boulonnerie sera en acier inoxydable pour les tiges filetées et en bronze pour les rondelles et

écrous.



03/03/2016

Toutes les canalisations, éléments de raccords, de robinetterie, système de raccordement, de liaison,

ainsi que les supports bétons, seront conçus pour être résistant aux séismes. En particulier des appuis

glissants seront installés entre les conduites sous dalot et leurs plots bétons. Un joint à onde sera prévu sur

chacune des conduites sous dalot.

Le dalot assure une fonction de galerie technique permettant une inspection et une intervention aisée

sur les conduites.

Le dalot est constitué de 10 éléments successifs de 8 m de longueur unitaire, la continuité de

l’étanchéité entre éléments étant assurée par des joints waterstop de 30 cm de largeur.

8.5.3.3. L’ouvrage de tête aval : la chambre du barrage

Implanté à l’extrémité du dalot, au pied aval du barrage, cet ouvrage est traversé par les conduites de

prise d’eau et de vidange. Il abrite également le piquage nécessaire à l’alimentation du secteur irrigué

en pied de la retenue, le piquage pour le débit réservé, le surpresseur nécessaire au refoulement vers

D’, ainsi que l’ensemble du matériel hydromécanique et électrique.

L’ensemble de ce matériel est abrité dans un ouvrage réalisé en béton armé de 16,20 m de longueur,

10,60 m de largeur et de 5,00 m de hauteur (dimensions extérieures). Le radier au niveau de la porte de

la chambre des vannes est calé à 1097,50 NGF ce qui correspond approximativement au niveau du

terrain naturel et le radier de la chambre des vannes est à 1095,50 NGF.

Cet ouvrage abrite :

- le dispositif de prise d’eau composé :

de la conduite de prise d’eau de diamètre 600 mm dont le fil d’eau en sortie est calé à

1096,00 NGF. Elle est équipée d’une vanne papillon à bride, d’un point de mesure de

pression et d’un clapet anti-retour. La conduite de prise est elle-même munie d’un by-

pass de diamètre 200 mm permettant l’utilisation de la prise d’eau à faible débit,

équipé d’une vanne à opercule. Cette prise d’eau permet l’alimentation gravitaire du

réseau ;

d’une conduite en dérivation de la conduite de prise d’eau gravitaire, de diamètre

600 mm, équipée d’une pompe de surpression (plus une pompe en secours), de deux

vannes de sectionnement de type papillon, de dispositifs manométriques et d’un

clapet anti-retour ; cette section permet l’alimentation du réseau par surpression

quand le niveau de la retenue du Châtelar est inférieur à 1105,60 NGF ;

d’une conduite de diamètre 300 mm qui alimente le réseau d’irrigation local. Cette

dernière est piquée sur la conduite de prise d’eau. Elle est équipée d’une vanne à

opercule (pour maintenance de la vanne annulaire), d’une vanne de régulation de

type vanne annulaire et d’un compteur à passage intégral.

- le dispositif de vidange et de restitution du débit réservé composé :

de la conduite de « vidange rapide » de diamètre 600 mm réduite en sortie à 500 mm,

munie d’une vanne papillon à bride ; la vidange de fond est largement dimensionnée

et permet d’évacuer un débit à pleine charge de 1,7 m³/s ;

de la conduite dite de « vidange lente », aménagée en piquage diamètre 200 mm sur

la conduite de vidange principale. Elle est équipée d’une vanne papillon à bride. La

conduite de « vidange lente » est elle-même munie d’un by-pass en diamètre 40 mm

permettant la restitution du débit réservé ou son complément (pour rappel de l’ordre

de 1 à 2 l/s), équipé d’une vanne à opercule.

Chaque vanne et chaque compteur sont munis de joints de démontage pour une maintenance

facilitée.

Des caillebotis métalliques sont prévus pour faciliter la circulation du personnel autour des différentes

conduites. La porte est prévue suffisamment large (4,00 m) pour permettre la manutention des organes

hydromécaniques ; des trappes équiperont également le plafond du local afin de permettre la

manutention des organes les plus lourds par grutage. Le local est équipé de deux fenêtres, d’un

système de ventilation mécanique et d’un chauffage.



03/03/2016

Une cunette de collecte du débit de drainage rive gauche (drain vertical + dalot) est aménagée dans

le radier en périphérie du local et permet de rejet des eaux vers le bassin de restitution de la vidange

par l’intermédiaire d’un avaloir et d’une conduite PVC en diamètre 250 mm.

Une plateforme « à sec » surélevée par rapport au radier normal du local vannes (+ 2 m) est aménagée

pour accueillir les armoires électriques de la pompe et la centrale d’acquisition des données

télémesurées. Quatre (4) ouvertures de dimensions 0,25 x 0,25 m traversant le mur aval de la chambre

des vannes permettront l’évacuation des eaux de fuites en cas de rupture partielle ou totale d’une des

conduites en diamètre 600 mm et ce en considérant une mise en charge du local sans atteindre la

plateforme technique à + 2 m.

Des dispositifs de secours manuels, mécaniques et/ou hydropneumatiques, sont prévus pour chaque

équipement et notamment pour l’actionnement des vannes de garde depuis l’extérieur du local des

vannes aval, en cas d’inondation ou d’endommagement de ce dernier.

8.5.3.4. Le bassin de restitution de la vidange

A l’extrémité aval de la conduite de vidange, la restitution des débits vers le milieu naturel et leur

dissipation s’effectuent par l’intermédiaire d’un bassin de restitution dimensionné pour le débit maximal

de la vidange (1,7 m³/s).

Il s’agit d’un bassin de 5,0 m de longueur, 3,00 m de largeur dont le radier est calé à la cote 1095,50

NGF. En partie centrale, il intègre un voile vertical brise charge (poutre à impact).

En extrémité aval du bassin de restitution de la vidange, un seuil bétonné équipé d’un canal de mesure

venturi permet le contrôle du débit réservé.

En aval de l’ouvrage, la restitution des débits de vidange dans le thalweg s’effectue par un chenal de

restitution de 3 m de largeur protégé par des enrochements.

EVACUATEUR DE CRUES 8.6.

Se reporter au plan 04.

L’évacuation des crues sera assurée par un ouvrage constitué d’un seuil déversant prolongé par un

coursier d’évacuation intégré dans la recharge aval du barrage, et un bassin de dissipation.

8.6.1. Dimensionnement

Le dimensionnement a été effectué conformément aux hypothèses hydrologiques décrites au § 6.1, en

développant un modèle de laminage présenté en annexe 3-1.

Compte tenu de la position dominante de la retenue, de son volume et de la hauteur du barrage,

l’ouvrage intéresse la sécurité publique et sera de classe B au regard de la réglementation découlant

du décret n° 2015-526 du 12 mai 2015 relatif aux règles applicables aux ouvrages construits ou

aménagés en vue de prévenir les inondations et aux règles de sûreté des ouvrages hydrauliques.

Ainsi on s’assure que les ouvrages de sécurité puissent assurer l’évacuation de la crue de projet (avec

une revanche suffisante prenant en compte la hauteur de vagues calculées en annexe 3-2) et de la

crue de sécurité (sans revanche), une fois ces dernières écrêtées par la retenue, selon les

recommandations du CFBR pour le dimensionnement des évacuateurs de crue des barrages (juin

2013) :

- crue de projet : période de retour 3000 ans soit un débit de pointe sans écrêtement de 11,5 m³/s ;

- crue de sécurité : 1,15 fois la crue décamillénale soit un débit de pointe sans écrêtement de

15 m³/s.



03/03/2016

8.6.2. Caractéristiques générales de l’ouvrage

Implanté sur le remblai, il est dimensionné pour assurer l'évacuation du débit de pointe de la crue de

fréquence 3000 ans, laminée par son transit dans la cuvette, soit 1,1 m3/s.

Comme indiqué ci-avant, il s'agit d'un évacuateur à seuil libre protégé par des enrochements

maçonnés de diamètre 300-500 mm, qui est implanté sur le barrage perpendiculairement à son axe,

dans la partie centrale. Son bassin de dissipation est situé à côté de la chambre des vannes.

Il comprend :

- un seuil déversant rectiligne de 2,5 m de longueur calé à 1112,10 NGF: pour le débit de

dimensionnement, la lame d'eau déversante maximale a une épaisseur de 0,35 m,

- un coursier de 43 m de longueur encastré dans la recharge aval du barrage,

- un bassin de dissipation des débits évacués, implanté au pied aval du barrage, de 2,50 m de

largeur et 10 m de longueur dont le fond est calé à 1095,50 NGF ; il est limité en aval par un seuil fixe

de hauteur calée à 1095,80 NGF en partie courante,

- un chenal de restitution vers le thalweg existant de 2,50 m de largeur.

8.6.3. Entonnement amont

Implanté perpendiculairement au barrage et dans le sens de la pente la plus forte pour bénéficier de

bonnes conditions d’alimentation, sa longueur déversante en crête est de 2,50 m au fond. Son calage

altimétrique correspond à celui de la cote de retenue normale soit 1112,10 NGF.

En amont de ce seuil, une plateforme en enrochements (blocométrie 200-400 mm) calée à 1111,10

NGF permet de garantir de bonnes conditions d’alimentation hydraulique (pelle de 1,0 m), de protéger

le remblai et de garantir le calage du seuil.

Le seuil est constitué par une longrine en béton de 0,60 m d’épaisseur, de section apparente

trapézoïdale de 2,50 m de largeur en base, fondée à 1 109,50 NGF. Elle est coulée à pleine fouille pour

assurer la liaison avec le remblai et la continuité de l’étanchéité amont.

En son centre, elle est munie d’une ouverture de 0,8 m x 1,0 m pour permettre un abaissement jusqu’au

niveau 1111,10 NGF sans ouverture des vannes de vidanges de fond. Cette ouverture est munie de

glissières à madriers pour fermeture à la cote normale de 1112,10 NGF.

Les talus latéraux sont réalisés en enrochements maçonnés et ont une pente de 3H/2V. Ils font la liaison

avec la crête de l’ouvrage calée à la cote 1113,00 NGF. La blocométrie des enrochements en aval du

seuil est 300-500 mm.

La courbe de capacité de l’évacuateur de crues est la suivante :

crue de projet laminée 1.1 m3/s

cote PHE 1112,45 NGF

crue de sécurité laminée 1.6 m3/s

cote 1112,55 NGF

crête 1113 NGFdébit 5.2 m3/s

0.00

1.00

2.00

3.00

4.00

5.00

6.00

1112.1 1112.2 1112.3 1112.4 1112.5 1112.6 1112.7 1112.8 1112.9 1113 1113.1

Figure 14 : Courbe de débittance de l’évacuateur de crues

La note de calcul détaillée est présentée en annexe 3-3.



03/03/2016

8.6.4. Coursier

Décaissé dans le talus aval, il a une largeur en base de 2,50 m et une longueur de 43 m. Sa pente

correspond à celle du talus aval soit 2,5H/1V.

Sa section est trapézoïdale avec des pentes latérales de 3H/2V.

Il est recouvert sur toute sa longueur d’une épaisseur de 0,60 m d’enrochements maçonnés de

blocométrie 300-500 mm. Les enrochements seront disposés sur une couche de transition constituée de

tout-venant 0-100 mm ou une géogrille surmontant un géotextile filtrant de densité 800 g/m².

Les calculs hydrauliques de dimensionnement sont présentés en annexe 3-3. Ils permettent de montrer

que les conditions hydrauliques d’écoulement, pour le débit de la crue de sécurité de 1,6 m³/s laminée,

sont les suivantes à l’extrémité aval du coursier :

- V = 5,0 m/s ;

- Hauteur d’eau normale = 0,12 m ;

- Hauteur de la ligne d’énergie spécifique en limite aval (entrée du bassin de dissipation) = 1,38 m

(soit 1096,98 NGF).

La vitesse la plus élevée atteinte dans le coursier est de 5,0 m/s, vitesse admissible pour des

enrochements maçonnés.

8.6.5. Bassin de dissipation

Implanté au pied du coursier, il est terrassé dans le terrain en place, son profil en travers est le suivant :

- cote du fond : 1097 NGF ;

- cote de la plateforme du pied aval : 1 097,50 NGF ;

- pente des talus : 3H/2V ;

- largeur en base : 2,50 m.

- longueur du bassin : 10 m.

La limite aval de ce bassin est marquée par un seuil en enrochements maçonnés de 0,3 m de hauteur,

dont l’arase est calée à la cote 1095,80 NGF.

Le fond comme les talus de ce bassin de dissipation sont protégés par une couche d’enrochements

maçonnés de 1 m d’épaisseur.

La longueur du bassin est suffisante pour contrôler le ressaut, les calculs sont présentés en annexe 3-3.

Deux (2) barbacanes en diamètre 150 mm sont prévues à travers le contre-seuil pour permettre

l’écoulement des eaux résiduelles.

En pied aval de l’ouvrage, un ponceau sera aménagé sur le chenal de restitution afin de garantir la

continuité de la circulation.



03/03/2016

DISPOSITIF D’AUSCULTATION 8.7.

Se reporter aux plans 09 et 10.

Le dispositif d’observation et d’auscultation du barrage est destiné à suivre son comportement

pendant et après la mise en eau de la cuvette.

Il est nécessaire de pouvoir apprécier l’évolution des déformations du remblai et l’évolution de la

piézométrie dans et sous l’emprise du barrage, ainsi qu’en périphérie de la retenue.

Les dispositifs seront équipés de systèmes de télémesure pour le contrôle à distance grâce au

raccordement à une centrale d’acquisition implantée dans la chambre des vannes et d’un système de

télétransmission par liaison GSM vers les bureaux et le personnel de l’ASA du Canal de Gap.

8.7.1. Suivi de la piézométrie

8.7.1.1. Piézométrie du remblai et de la fondation

L’auscultation sera assurée au droit de 7 profils :

- 6 profils auscultés par des piézomètres ouverts (PZ-1.X à PZ-6.X),

- 1 profil ausculté par des cellules de pression interstitielle (CPI, C1 à C6).

Les profils auscultés par des tubes ouverts sont variablement équipés de 2 à 4 piézomètres qui

auscultent le remblai en amont et en aval du drain vertical, ainsi que la fondation en amont et aval des

lanières au niveau de l’horizon le plus perméable sous le contact avec la fondation (sous l’horizon

argileux lorsqu’il est significatif en épaisseur).

Le profil ausculté par des cellules de pression interstitielle est équipé de 6 cellules répartis dans le

remblai en amont et en aval du drain vertical et au niveau du contact avec la fondation en amont et

en aval de la recharge aval.

Le profil de cellules de pression interstitielle (CPI) a pour rôle essentiel de contrôler l’efficacité du

dispositif de drainage (drain vertical et lanières), les profils de tubes ouverts sont essentiellement conçus

pour le suivi de l’évolution du bon rabattement de la piézométrie et des sous-pressions.

Les profils en tubes ouverts sont répartis de la manière suivante :

- trois profils implantés en rive gauche (digue sud),

- deux profils implantés en rive droite (digue nord),

- un profil central implanté au centre de l’ouvrage entre l’évacuateur de crues et le dalot recevant

les conduites.

Le profil de cellules de pression interstitielle (CPI) est implanté au droit de l’évacuateur de crues.

Un piézomètre complémentaire (PZ7) est implanté dans le prolongement du remblai côté nord afin de

mesurer l’influence d’une éventuelle nappe de versant et/ou de fuites provenant du canal d’irrigation

amont.

8.7.1.2. Moyen de contrôle de l’étanchéité au sud de la retenue

Deux piézomètres sont installés en contrebas de la retenue, dans le versant sud. Ils permettront de

contrôler les éventuelles infiltrations depuis la retenue vers le versant sud. Ils sont numérotés PZ8 et PZ9.

Ces piézomètres seront installés au début des travaux. Le suivi des piézomètres débutera avant la mise

en eau afin d’établir des valeurs de références.



03/03/2016

8.7.2. Suivi des déformations

Il est prévu de mettre en place 13 repères topographiques en crête, répartis uniformément le long du

barrage, 12 repères correspondants à mi-niveau sur le talus aval du barrage afin de constituer des

profils topographiques et 10 repères en galerie (un repère par élément de dalot). Deux (2) tassomètres

seront également installés au droit des profils de plus grande hauteur pour le suivi en continu des

tassements de la fondation.

Les mesures de déformation seront réalisées à partir d’une base de repères fixes implantés hors de

l’emprise de l’aménagement, comprenant quatre piliers répartis sur chaque rive et en aval du barrage.

8.7.3. Suivi des débits de fuite

Le dispositif mis en place pour assurer le suivi des débits de fuite est détaillé dans le paragraphe 8.4.4.

Les regards sont aménagés afin de pouvoir procéder à des mesures par empotage aux différents points

de collecte. Les regards seront également équipés de seuils de jaugeage et de sondes piézométriques

permettant la télémesure des débits de fuite.

8.7.4. Mesures du niveau de la retenue

Une sonde limnimétrique à fonctionnement automatique sera installée dans la galerie sur un piquage

de la conduite d’alimentation du réseau d’irrigation.

Une échelle limnimétrique de type « totems » sera également mise en place : le niveau d’eau sera

relevé mensuellement et servira à contrôler l’étalonnage de la sonde automatique. Cette échelle sera

installée sur 3 piliers implantés sur le talus amont du barrage à proximité de l’ouvrage de prise/vidange.

8.7.5. Mesure des débits de prise

Les conduites d’alimentation du réseau d’irrigation seront équipées de débitmètres.

8.7.6. Acquisition et centralisation des données

L’ensemble des relevés de données d’auscultation sera automatisé et les données seront rapatriées au

niveau d’une centrale d’acquisition implantée dans le local de la chambre des vannes. Un système de

télétransmission sera également mis en place pour le suivi à distance par le personnel, la récupération

et l’archivage des données mesurées au niveau du siège de l’ASA du canal de Gap.

8.7.7. Nature des équipements

Les piézomètres en tubes ouverts seront équipés de capteurs de niveau correspondant au modèle

Piézomètre électrique NIVO de chez GEO-INSTRUMENTATION ou équivalent.

Les systèmes de mesure automatique des débits de fuite seront composés :

- d’un canal (type DPA2 ou équivalent),

- d’une plaque déversante adaptée (type DT1, DT0.5 ou équivalent),

- d’une plaque support,

- d’un capteur de mesure type capteur de niveau d’eau Ultrasonore de chez GEO-

INSTRUMENTATION ou similaire, dédié à la mesure de faibles pressions hydrostatiques.

Les cellules de pression interstitielle qui équiperont le remblai au niveau du profil sous l’évacuateur de

crues seront des cellules à corde vibrante de type EP1 de chez GEO-INSTRUMENTATION fonctionnant en

mode entretenu avec 2 électro-aimants en parallèle, ou équivalent.



03/03/2016

Des mesures de tassement du remblai, en parallèle des relevés de repères topométriques, seront

réalisés à partir de 2 boules de tassement à corde vibrante (ou Tassomètre type VW TASS) positionnées

sous le remblai au droit du profil de plus grande hauteur et du profil sous évacuateur.

La lecture automatique du niveau de la retenue sera réalisée au moyen d’un capteur de pression de

haute précision de type capteur de niveau d’eau modèle NIVO de chez GEO-INSTRUMENTATION ou

équivalent installé sur la conduite de vidange (en amont).

La centrale d’acquisition sera un modèle de type GeoI-logger de chez GEO-INSTRUMENTATION ou

similaire.

AMENAGEMENTS ANNEXES 8.8.

8.8.1. Voies d’accès

Le chemin agricole partant de la RD 513 au sud de la retenue sera rétabli et prolongé jusqu’aux

ouvrages de génie civil situés en aval du barrage.

La risberme laissée en pied amont de barrage (bande de 10 m) permettra la circulation en pied amont

de talus.

L’ensemble des accès sera équipé de barrières. Les ouvrages sensibles (chambre des vannes, etc.)

seront clôturés. Des panneaux seront mis en place pour interdire l’accès à toute personne non

autorisée, interdire la pêche et la baignade.

8.8.2. Réseaux dans la cuvette

Le réseau AEP sera déplacé en pied sud du barrage, entre le barrage et la route.

8.8.3. Evacuation des eaux à l’aval du barrage

Le chenal d’évacuation des eaux issu du barrage sera prolongé pour se raccorder au fossé existant qui

sera recalibré au débit maximum d’évacuation par la vidange : 1,7 m3/s

8.8.4. Mise en dépôt des matériaux excédentaires

Les éventuels matériaux excédentaires pourront être régalés en aval du remblai sous forme de

risbermes.

Les matériaux tourbeux provenant de la zone humide seront extraits en vue de leur réutilisation dans le

cadre des mesures compensatoires.

8.8.5. Débit réservé

Le cas échéant, les débits de drainage rejetés au milieu naturel en aval de l’ouvrage pourront

constituer le débit réservé. Ils seront complétés si nécessaire par le piquage en diamètre 40 mm sur la

vidange lente, le contrôle du débit se faisant par un canal Venturi de type Efflumètre NEYRPIC implanté

en aval du bassin de restitution de la vidange.



03/03/2016

9. MODALITES GENERALES DE REALISATION DES

TRAVAUX

PROGRAMME DE TRAVAUX 9.1.

Le programme théorique de travaux est présenté ci-après. Il est à noter que les terrassements devront

impérativement être réalisés en période favorable météorologiquement, c’est-à-dire à cheval sur le

mois de juillet conformément aux relevés météorologiques sur la commune de la Roche-des-Arnauds

(pluies mensuelles, cf. § 4.2). Ils sont donc prévisionnellement calés sur la période de mai à septembre.

Les travaux de sauvegarde (faune et flore) seront coordonnés avec la phase de travaux préliminaires.

MISE EN ASSEC DE LA ZONE DES TRAVAUX 9.2.


On rappelle que les écoulements en limite de la cuvette sont représentés par :

- un canal gravitaire d’irrigation au nord,

- le fossé de la RD513 au sud.

Le fond de la cuvette est par ailleurs occupé par une zone humide de type tourbière, alimentée (cf.

« source » sur plan 01) en partie artificiellement par le trop-plein d’un réservoir d’eau potable situé en

amont (à l’Est) de la cuvette (+ un réseau de drains non repéré) ainsi que par les fuites et pertes le long

du canal d’irrigation nord en gravitaire.

Une source non pérenne a été identifiée en bordure de route. Si elle persiste à l’issue des travaux

préliminaires de dérivation des eaux, elle sera drainée vers le fond de la cuvette.

Un bassin agricole, en fond de cuvette et en bordure du chemin longeant le canal Nord pourrait

également se rejeter dans la cuvette et alimenter cette source.

Dans le cadre de travaux préparatoires au chantier (et notamment aux travaux de terrassement de la

cuvette), il s’agira de dévier ou de collecter l’ensemble des arrivées d’eau :

- les eaux du trop-plein du réservoir AEP seront déviées vers le fossé de la RD 513 au sud. Elles

pourront être ramenées dans la retenue du Châtelar une fois les travaux terminés, moyennant

modification du trop-plein,

- les eaux du bassin agricole en amont pourront difficilement être déviées dans les canaux ou fossés

existants. Elles seront collectées et envoyées dans le fossé de fond de cuvette à créer,

- si d’autres arrivées naturelles ou artificielles contribuaient au débit de la source qui alimente la zone

humide, elles seraient recherchées en amont, drainées et collectées vers le fossé de fond de

cuvette,

- le canal d’irrigation au nord de la cuvette sera étanché (membrane type EPDM) sur 450 m afin

d’en faire un fossé de collecte périphérique des eaux de ruissellement en tête de talus et de

stopper les pertes et infiltrations vers le fond du vallon et vers la zone des travaux.

Le fossé de fond de cuvette prévu par le projet sera réalisé dès les travaux préparatoires pour conduire

dans la cuvette les arrivées d’eau qui n’auront pu être déviées ainsi que les eaux de ressuyage des

casiers d’emprunt vers l’aval et en lien avec la dérivation du cours d’eau (cf. § suivant). Ce fossé de

fond de cuvette sera donc réalisé dans le cadre des travaux préliminaires selon les dispositions du plan

01. Il deviendra définitif à la fin des terrassements de la cuvette pour faciliter la vidange totale de la

retenue.



03/03/2016

DERIVATION DU COURS D’EAU 9.3.


Dans le cadre des travaux préparatoires, la mise en place d’une dérivation provisoire sur l’emprise du

futur barrage s’imposera. Cette dérivation évoluera selon les phases d’avancement du chantier (cf.

planning suivant pour les phases) :

1. Phases 1 à 3 jusqu’à la réalisation du dalot sous l’ouvrage : une dérivation provisoire sera mise

en place de type conduite emboîtable et batardeaux étanches permettant l’entonnement

correct des eaux et la protection de toutes les zones à épuiser,

2. Phases 4 et 5 jusqu’à la réalisation de l’évacuateur de crues : une fois le dalot réalisé, celui-ci

servira d’exutoire de sécurité du chantier en cas de crue : pour cela une réservation dans le

béton de la tête amont sera maintenue jusqu’à la fin de la construction du remblai et de

l’évacuateur de crues,

3. Phases 6 et 7 jusqu’à la réception des travaux : les conduites sont posées et les équipements de

la chambre des vannes réalisés. Le dalot ne peut plus servir de dérivation et de protection

contre les crues. Les vannes des conduites de vidange et de restitution seront maintenues

ouvertes pour éviter tout remplissage avant la première mise en eau.

Les modalités de protection seront soumises à la responsabilité de l’entreprise.

La crue de travaux qui correspond au niveau de protection attendue du chantier (cas de force

majeure) correspond à une crue vingtennale dont le débit de pointe est évalué à 6 m3/s.

ESSAIS EN PHASE TRAVAUX 9.4.

9.4.1. Essais préliminaires

Des planches d’essais de compactage sur les différents matériaux seront réalisées en début de

chantier. Au terme de ces essais préliminaires, les règles du compactage préconisées pour les différents

matériaux seront déterminées et notamment le couple teneur en eau / nombre de passes.

9.4.2. Essais de contrôle de l’exécution

Les essais de contrôle de la bonne exécution porteront sur :

- les bétons armés (ciments, bétons et aciers),

- les enrochements (essais de convenance en carrière),

- les granulats et sables des drains,

- le contrôle du compactage,

- les conduites et vannes (essais en pression),

- les équipements hydromécaniques.



03/03/2016

9.4.3. Relevés en phase travaux

9.4.3.1. Relevé topographique du fond de fouille

Consécutivement aux terrassements des terrains de fondation du barrage arrêtés en accord avec le

suivi géologique de la Maîtrise d’œuvre, un relevé détaillé du fond de fouille sera réalisé.

9.4.3.2. Auscultation initiale

Par principe, lorsqu’un appareil d’auscultation sera installé (exemple : piézomètres de rives lors des

travaux préparatoires), il sera relevé régulièrement à une fréquence adaptée : piézomètres, cellules,

tassomètres, fuites aux exutoires de drainage, déplacement.

Les relevés topométriques seront réalisés en planimétrie (X, Y) et altimétrie (Z) selon le calendrier

suivant :

- un relevé à la fin du chantier ;

- un relevé six mois après la fin du chantier ;

- un relevé un an après la fin du chantier ;

puis :

- un relevé annuel jusqu’à amortissement des tassements ;

- un relevé tous les quatre ans, si aucune déformation du barrage n’est observée.



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Dérivation des eaux (alimenatations artificielles), fossé de fond de cuvette

Réalisation des piézomètre PZ7, PZ8, PZ9

Mise en place du réseau de drainage

Réalisation de la poutre en béton armé du seuil amont

Réalisation du dispositif d'auscultation

Aménagement interne du dalot et de la chambre des vannes

Mise en place des conduites de prise d'eau, d'alimentation et de vidange

Montage du matériel hydromécanique

Travaux de finitions divers

8 Réception des travaux

9 Première mise en eau Printemps suivant

novembremai juin juillet août septembre octobre

Dévoiement du réseau AEP

PHASE 3

PHASE 1

Ouvrage de prise d'eau, d'alimentation et de vidange

Travaux préliminaires

PHASE 5

Réalisation de la protection du bassin de dissipation en enrochements maçonnés

PHASE 4

Réalisation des lanières drainantes sous la recharge aval

Mise en remblai des matériaux du corps de digue

N° Tâches - Prestations

Défrichement nettoyage et décapage de la cuvette et du site

Installations de chantier

Moisjanvier février mars avril

PHASE 2

Réalisation du remblai proprement dit

Construction du dalot sous la digue

Construction de la tête amont du dalot sous digue

Construction de la chambre des vannes du barrage et de la chambre aval

Construction du bassin de dissipation de la vidange

Préparation des zones d'emprunt

Terrassements de la fondation du barrage et de la clef d'ancrage

Etudes d'exécution à la charge de l'entreprise

Travaux préparatoires

Réalisation du contre seuil du bassin de dissipation

Réalisation des aménagements annexes

Réalisation de la protection du coursier en enrochements maçonnés

Réalisation des ouvrages de restitution

Réalisation de l'évacuateur de crues

Terrassement du bassin de dissipation aval et du coursier

Aménagement du couronnement et des accès

Réalisation du drain vertical

Mise en place du rip rap sur le parement amont

PHASE 7

PHASE 6

Mise en place de la terre végétale et enherbement du talus aval

Réalisation du seuil amont en enrochement maçonnés



03/03/2016

10. PREMIERE MISE EN EAU

La première mise en eau du barrage est une étape décisive de la vie de l’ouvrage.

L’alimentation de la retenue étant artificielle, le contrôle de son niveau sera donc globalement maîtrisé.

Afin d’observer le comportement du barrage sous charge, le remplissage s’effectuera très

progressivement en intégrant quatre paliers d’une semaine minimum.

Le palier à mi-hauteur sera maintenu un mois pour que le régime piézométrique se stabilise.

Si après ce palier aucune anomalie n’est observée, la mise en eau sera poursuivie jusqu’au niveau de

la retenue normale soit 1112,10 NGF.

Les modalités précises de remplissage et de suivi des paramètres d’auscultation feront l’objet d’une

note méthodologique au moment des travaux.

Le Maître d’œuvre sera chargé de piloter un « comité de suivi du remplissage du barrage » avec une

équipe qui sera présente à chaque visite de l’ouvrage, intégrant :

- Le chef de projet du Maître d’œuvre;

- Un hydraulicien indépendant;

- Un géotechnicien indépendant;

- Un agent du canal de Gap;

- Un représentant du service de contrôle des ouvrages hydrauliques, à sa demande éventuelle.

Ce comité de suivi aura pour missions :

- De prendre connaissance de l’ensemble du dossier de conception et de réalisation;

- D’organiser une réunion et une visite sur site avant le démarrage de la mise en eau puis à chaque

palier;

- De collecter et analyser toutes les données d’auscultation ;

- De recueillir et prendre note des avis de chacun des membres du comité de suivi ;

- De fournir un rapport de synthèse après chaque visite ;

- D’assurer l’assistance à la surveillance des paramètres d’auscultation pendant 12 mois après le

premier remplissage et de fournir des rapports tous les 3 mois ;

- De rédiger le rapport final relatif au premier remplissage et à l’auscultation de l’ouvrage sur les 18

premiers mois après sa mise en service.

Lors de la mise en eau, le relevé des dispositifs d’auscultation sera réalisé quotidiennement.



03/03/2016

11. EXPLOITATION ET SURVEILLANCE DU BARRAGE

EXPLOITATION 11.1.

Il est prévu à ce stade que les dispositifs d’alimentation (restitutions aval) soient automatisés et gérés à

distance par le Canal de Gap.

Les cheminements sur les remblais et en périphérie de cuvette permettront les accès et les manœuvres

nécessaires aux tâches d’exploitation et de maintenance qui seront réalisés entièrement en régie par le

propriétaire-exploitant.

SURVEILLANCE DU BARRAGE EN EXPLOITATION COURANTE 11.2.

Le barrage du Châtelar fera faire l’objet de mesures régulières :

- des déformations du remblai et du dalot,

- de la piézométrie du remblai, des fondations et des rives,

- du débit des drains.

Il sera nécessaire de prévoir :

- un relevé annuel des déformations du remblai en planimétrie (composantes X, Y),

- un relevé annuel des déformations du remblai en altimétrie (tassements, composante Z) jusqu’à

amortissement de ces derniers,

- un relevé mensuel des piézomètres et des débits de drainage.

Ce relevé s’accompagnera systématiquement d’une visite de surveillance complète de l’ouvrage dont

les conclusions seront portées au registre de l’ouvrage.

Les modalités détaillées d’exploitation et de surveillance seront précisées dans le document de

consignes de l’ouvrage.

Conformément à la réglementation actuelle, l’exploitant fera réaliser par un Bureau d’Etudes agréé :

- une Visite Technique Approfondie au minimum tous les 3 ans,

- un rapport d’auscultation tous les 5 ans.

et rédigera un rapport de surveillance tous les 3 ans.

Les rapports correspondants seront transmis au préfet.

SURVEILLANCE EN EXPLOITATION EXCEPTIONNELLE 11.3.

Se reporter aux consignes écrites du barrage de Châtelar.



03/03/2016

12. ANNEXES



03/03/2016

ANNEXE 1 : RAPPORT GEOTECHNIQUE – GEOLITHE FEVRIER 2014

COMMUNE DE LA ROCHE DES ARNAUDS (05)

MISE EN ŒUVRE D’UN STOCKAGE DE

SUBSTITUTION DE LA RESSOURCE EN EAU

LIEU DIT LE CHATELARD

ETUDE GEOTECHNIQUE DE CONCEPTION PHASE AVANT PROJET

A LA DEMANDE ET POUR LE COMPTE DU CANAL DE GAP

Dossier 13-451 I 1 Indice Modifications Date

0 Document initial provisoire 20/12/2013 A Document définitif 26/02/2014

Nombre de pages : 34 + annexes

Commune de la Roche des Arnauds (05) – Lieu-dit le Châtelard Mise en œuvre d’un stockage de substitution de la ressource en eau

Etude géotechnique de conception phase avant-projet Canal de Gap

13-451_I_1_A_PRO_Phase1_Rapport Page 3 sur 34

SOMMAIRE

1 - INTRODUCTION .................................................................................................... 5 1.1 - Localisation générale...................................................................................... 5 1.2 - Définition du projet et objectifs de l’étude...................................................... 5

1.2.1 - Définition du projet .....................................................................................5 1.2.2 - Objectifs de l’étude......................................................................................6

1.3 - Limites de l’étude ........................................................................................... 6 1.4 - Documents de référence ................................................................................. 6

2 - CONTEXTE GENERAL DU SITE................................................................................ 7 2.1 - Contexte morphologique – Reconnaissances naturalistes .............................. 7 2.2 - Contexte géologique ..................................................................................... 10

2.2.1 - Analyse de la carte géologique .................................................................... 10 2.2.2 - Observations de terrain.............................................................................. 11

2.3 - Contexte hydrogéologique et hydrologique .................................................. 13 2.3.1 - Hydrogéologie .......................................................................................... 13

2.4 - Contexte Règlementaire ............................................................................... 13 2.4.1 - Contexte sismique..................................................................................... 13 2.4.2 - Mouvement de terrain................................................................................ 13 2.4.3 - Aléa retrait gonflement des argiles............................................................... 13 2.4.4 - PPRn ....................................................................................................... 14

3 - RESULTATS DES INVESTIGATIONS...................................................................... 16 3.1 - Programme de reconnaissances ................................................................... 16 3.2 - Reconnaissances géophysiques .................................................................... 17

3.2.1 - Sismique Réfraction................................................................................... 17 3.2.2 - Tomographie Electrique.............................................................................. 18

3.3 - Investigations destructives – Sondages carottés et destructifs.................... 20 3.3.1 - Horizon 1 : Couverture limono-argileuse et graveleuse .................................. 20 3.3.2 - Horizon 2 : Moraines de surface moyennement consolidées............................. 21 3.3.3 - Horizon 3 : Moraines consolidées contenant des poches de formations locales emballées ou en place .......................................................................................... 21

3.4 - Sondages à la pelle mécanique ..................................................................... 22 3.5 - Essais de perméabilité in situ ....................................................................... 24 3.6 - Essais laboratoire ......................................................................................... 25 3.7 - Synthèse géotechnique................................................................................. 27 3.8 - Incertitudes géologiques .............................................................................. 28

4 - FAISABILITE GEOTECHNIQUE ............................................................................. 29 4.1 - Réutilisation des matériaux en remblais....................................................... 29

4.1.1 - Matériaux................................................................................................. 29 4.1.2 - Conditions de réutilisation .......................................................................... 29

4.2 - Stabilité des déblais...................................................................................... 30 4.3 - Stabilité des remblais ................................................................................... 30 4.4 - Liquéfaction des sols .................................................................................... 31 4.5 - Perméabilité des terrains sous le barrage – Possibilités de perte hydraulique............................................................................................................................. 31




4.6 - Tassements maximum attendus sous le barrage en terre............................. 32 5 - CONCLUSIONS MISSION ULTERIEURE................................................................. 34

ANNEXES :

Annexe n°1 : Extrait de la classification des missions géotechniques selon NF P 94-500 ;

Annexe n°2 : Implantation des reconnaissances sur plan ; Annexe n°3 : Résultats des investigations géophysiques ; Annexe n°4 : Résultats des investigations destructives et essais de perméabilité ; Annexe n°5 : Résultats des essais laboratoire. Annexe n°6 : Modèle géologique géotechnique sous la forme d’un profil en long au droit

du projet de digue et d’un profil en travers au droit du vallon




1 - INTRODUCTION

Le présent rapport d’étude a été réalisé par le bureau d’Ingénieurs - Conseils Géolithe pour le compte de l’ASA du Canal de Gap. Il s’agit d’une étude de conception phase avant projet (mission G2 phase 1), au sens de la norme NF P 94-500 (« Missions d’ingénierie géotechnique – Classification et spécifications »).

1.1 - LOCALISATION GENERALE

La localisation du projet se situe sur la commune de la Roche des Arnauds, dans le département des Hautes Alpes (05) au lieu-dit le Chatelard.

Localisation de la zone d’étude

Extrait de la carte IGN (sans échelle)

1.2 - DEFINITION DU PROJET ET OBJECTIFS DE L’ETUDE

1.2.1 - Définition du projet

L’ASA du Canal de Gap envisage de réaliser une retenue destinée au stockage d’eau brute sur le site du Chatelard, au Nord Ouest de la ville de Gap et à l’Ouest de la Roche des Arnauds.




Implantée à proximité de la retenue existante de Correo, ses caractéristiques seraient les suivantes :

Hauteur maximale (h) : 16 m ; Longueur crête (L) : 700 m environ ; Pente des talus de la digue : 2,5 / 1 en amont et en aval ; Cote de crête de digue : +1113 m NGF ; Rapport L/h : voisin de 44 ; Volume du corps de digue : 200 000 m3 ; Surface noyée par la future cuvette : 10 hectares environ à la cote de la retenue

normale ; Capacité totale de la retenue : 1 000 000 m3 environ.

1.2.2 - Objectifs de l’étude

Dans la cadre de ce projet de réalisation d’un stockage de substitution de la ressource en eau, les objectifs à atteindre sont :

- De préciser le contexte géologique, hydrogéologique et règlementaire du site ;

- De réaliser des reconnaissances naturalistes ;

- De réaliser les investigations prévues et d’en assurer le suivi ;

- De réaliser un profil en long au droit du projet de digue en recollant tous les sondages ;

- De caractériser les matériaux présents au droit du projet notamment leurs résistance, leur perméabilité, leur compacité ;

- De donner des informations sur les conditions de réutilisation des matériaux du site ;

- D’estimer les tassements sous digue ;

- De donner des recommandations et des prescriptions pour le projet

1.3 - LIMITES DE L’ETUDE

L’étude se limite à la zone du projet d’implantation de la zone de stockage d’eau.

1.4 - DOCUMENTS DE REFERENCE

Les documents suivants nous ont été fournis :

- Dossier de consultation des entreprises de juillet 2013 ; Les références suivantes ont été utilisées :

- Carte géologique de la France à l’échelle 1/50 000 – Feuille de Gap ;

- Carte IGN ;

- Norme EN 1997-1 : 2004 "Eurocode 7 : Calcul géotechnique - Partie 1 : règles générales" ;

- Guide de sismique réfraction, LCPC et AGAP ;




2 - CONTEXTE GENERAL DU SITE

2.1 - CONTEXTE MORPHOLOGIQUE – RECONNAISSANCES NATURALISTES

Le site d’étude fait partie d’un plateau faiblement incliné vers le Sud se situant au pied de la montagne de Charance. Les formes en dos allongées et petits points hauts isolés sont typiques d’un paysage de dépôts glaciaires formé en fonction des points durs rencontrés, de la granulométrie des matériaux charriés et de la force du glacier.

Ce plateau constitue actuellement une terre agricole ou de petits hameaux y sont blottis. La ressource en eau sur ce plateau semble limitée, de nombreux aménagements sont présents pour récupérer les eaux autour de la zone de sondage (canaux d’irrigation, bassins creusés à la pelle).

Ci-contre : bassin tranchée bassin creusée à la pelle en amont de la zone d’étude




La répartition agricole du secteur à proximité, d’après les données du Canal de Gap est divisée en :

Cultures fourragères (65%) ; Maïs fourrage (27%) ; Arboriculture (5%) ; Céréales (3%).

Il est probable que ce secteur, situé entre Corréo et la Roche des Arnauds soit découpé sous les mêmes axes de cultures. La réserve de Corréo située à quelques centaines de mètres en amont du site d’étude, a permis l’irrigation de 470 ha de cultures.

La zone d’étude se situe à l’Ouest de la réserve de Corréo. L’implantation du projet se situe en grande partie sur des champs de culture actuellement en aval du hameau « les hivers ». Le site constitue un petit vallon dont l’inflexion commence au niveau du hameau et en particulier au niveau d’un petit bassin. Les champs sont situés de part et d’autres de ce vallon et sont orientés d’un côté vers le Nord et de l’autre vers le Sud. La morphologie du site est adaptée à ce type de projet avec notamment :

Des pentes très faibles ; Un vallon se fermant entre deux petites butes au niveau du projet de digue ; Des pentes très douces face à face de part et d’autre du vallon.




Vue en direction du hameau des hivers depuis l’implantation du projet de digue

Vue d’ensemble en direction de l’Ouest




LEGENDE

2.2 - CONTEXTE GEOLOGIQUE

2.2.1 - Analyse de la carte géologique

Les formations suivantes sont représentées dans le secteur et sur la carte géologique :

Formation Gw2 Moraines de stade 2 du retrait du glacier wurmien provenant du sillon de Gap. Le stade 1 correspondrait au maximum de Würm. Des moraines du stade 1 peuvent être également présentent, emboitées dans le stade 2. Ces moraines sont des matériaux plus ou moins consolidés de graves et blocs qui peuvent être pluri-décimétriques voir métriques emballés dans une matrice essentiellement sableuse ou sablo-limoneuse.

Formation Fm Cette formation concerne des alluvions fluviatiles anciennes probablement du Mindel. Elle est constituée de cailloutis cimentés en conglomérats qui affleurent dans le talus qui domine la D994, à l’Est de la Roche des Arnauds. Cette formation est essentiellement liée à la forme de terrasse qu’offre actuellement la plaine de Corréo. Elle en borde ainsi les limites, recouverte par les matériaux glaciaires des stades Würmien.

Formation J4-2 Cette formation correspond au « bedrock » du site qui est caché sous les dépôts morainiques des cordons du glacier durancien. Elle est constituée de schistes argileux noirs monotones pouvant contenir, dans la région de Gap, quelques bancs calcaires isolés. Cette formation est puissante, atteignant 3000 m dans le sillon de Gap. Cette formation affleure au SE en limite de terrasse en surplomb de la RD994 jusqu’à la cote de 1060m NGF environ. Cette formation ré affleure au Nord à approximativement la même cote. Il est donc difficile d’estimer la profondeur d’apparition de cette formation sous les matériaux glaciaires.

Projet




La réalisation d’une coupe géologique orientée Nord Sud donnerait lieu à une quarantaine de mètres d’épaisseur de matériaux glaciaires au droit du site d’étude. Néanmoins cette épaisseur peut varier en fonction du rabotage des matériaux glaciaires les uns sur les autres. Il est également possible de rencontrer sous les matériaux glaciaires, des niveaux conglomératiques du Mindel, qui affleurent en bordure Sud du plateau, au dessus des terres noires ainsi qu’à l’Ouest. On retiendra les éléments schématiques suivants :

Source http://www.geol-alp.com

2.2.2 - Observations de terrain

Les matériaux constituant les petits talus autour du site sont des matériaux glaciaires, contenant des limons sableux avec graves et galets roulés.

Site du projet




Ce plateau glaciaire correspondant aux dépôts glaciaires du sillon de Gap se termine au Sud en s’inclinant en direction du hameau des Marcelons à 20-30°. Cette inflexion de pente est associée à l’apparition du contact entre les matériaux glaciaires et les “terres noires” locales correspondant à des schistes argileux. La limite SO du plateau, quant à elle se termine sur une pente plus importante, associée à des couloirs d’érosion hydrauliques plus marqués en provenance de la montagne de Ceüze. La limite du plateau a néanmoins résisté à l’érosion. En effet, des dépôts d’alluvions fluviatiles anciennes sont présents dans cette zone, correspondant à des conglomérats cimentés.

Ci-dessus : conglomérats cimentés affleurant dans la gorge en aval du projet et en fin de plateau au SO dominant la roche des Arnauds

(Les Gaudis)




2.3 - CONTEXTE HYDROGEOLOGIQUE ET HYDROLOGIQUE

2.3.1 - Hydrogéologie

Les matériaux glaciaires, de part leurs hétérogénéités de granulométrie et de fines, sont susceptibles de pouvoir contenir des poches d’eau ou nappe. Des poches d’eaux peuvent se retrouver piéger en fonction de la nature imperméable de certains constituants de la moraine (poches argileuses, niveaux indurés). De nombreuses sources peuvent donc être associées à cette formation. Le vallon concerné par le projet fait l’objet d’une source. Une autre source a aussi été repérée en bordure de la route. Ces sources ne sont pas pérennes la plupart du temps.

2.4 - CONTEXTE REGLEMENTAIRE

2.4.1 - Contexte sismique

Pour les talus de déblais, les justifications en combinaisons sismiques seront réalisées conformément aux décrets 2010-1254 et 2010-1255 du 22 octobre 2010, de l’arrêté du 19 juillet 2011 et aux règles de l’eurocode 8, sur la base des hypothèses suivantes :

• Zone de sismicité 3 ; • Accélération maximale de référence au niveau d’un sol de type rocheux : agr= 1.1 m.s² • Sols de classe de sol B (Dépôts raides de sables graviers ou argiles d’au moins plusieurs

dizaines de mètres d’épaisseur avec une augmentation des propriétés avec la profondeur) ;

• Paramètre de sol : S = 1.35 ; • La catégorie d’importance retenue pour le barrage de stockage en ressource en eau est

de niveau 4 soit un coefficient d’importance de 1.4. Le calcul des accélérations sismiques sera réalisé selon la réglementation en vigueur (EN NF 1998-1 : Eurocode 8 - Calcul des structures pour leur résistance aux séismes).

D’après l’Eurocode 8 partie 5 (NF EN 1998-5) : • On retiendra une valeur du coefficient d’accélération sismique horizontal de 0.1246 ; • On retiendra une valeur du coefficient d’accélération sismique vertical de 0.063.

Pour l’ouvrage barrage, d’après le rapport du groupe de travail “barrages et séismes” de novembre 2010, l’ouvrage étant de classe B, les accélérations horizontales et verticales à prendre en compte sont, respectivement, 1.9 et 1.5 m.s-2 (cf. tableaux 7.1 et 7.2).

Les périodes des paliers d’accélération spectrale à prendre en compte pour l’évaluation des composantes horizontales du mouvement sismique sont :

Classe de sol Avg/Ag TB TC TD

B -sismicité 3 0.8 0.05 0.25 2.5

2.4.2 - Mouvement de terrain

Aucun mouvement de terrain n’a été référencé à proximité immédiate du site. Néanmoins des mouvements de terrain sont référencés dans la formation des terres noires notamment au dessus du hameau des Marcellons et au Nord immédiat du village de la Roche des Arnauds.

2.4.3 - Aléa retrait gonflement des argiles

Le site d’étude se situe en aléa faible au retrait gonflement des argiles d’après argiles.fr.

Ind A




2.4.4 - PPRn

Cette cartographie du risque a été réalisée à partir d’une carte de zonage des aléas présentée ci-dessous :

Extrait du zonage du PPRn

Site d’étude




Cette cartographie des aléas indique que le site du projet est soumis à un aléa inondation de plaine de niveau moyen et à un ravinement et ruissèlement sur versant de niveau faible. Le vallon qui se resserre en aval du projet est soumis à un aléa fort à la crue torrentielle. Les canaux d’irrigation présents autour du site sont soumis à un aléa fort au ravinement.

Site d’étude




Ind A

3 - RESULTATS DES INVESTIGATIONS

3.1 - PROGRAMME DE RECONNAISSANCES

Les investigations à réaliser ont été établies sur la base du dossier de consultation des entreprises et des adaptations en cours de réalisation des sondages notamment en fonction des éléments transmis et définis par Jean Brossier (assistant MOE). Ces investigations étaient distinguées en trois catégories :

Des investigations géophysiques avec notamment : La réalisation de trois profils de sismique réfraction notés PS5, PS6 et PS7, de

longueur 240 mètres ; La réalisation de 4 profils électriques notés PE1 à PE4, de longueur 240 m (P1 et

P3) et de longueur 480 m (P2 et P4).

Des investigations destructives avec notamment : La réalisation de 6 forages destructifs comprenant la réalisation d’essais

pressiométriques tous les mètres, de longueur 15 m pour SD1, SD4, SD5 et SD6 et 20 m pour SD2 et SD3 ;

La réalisation de trois carottages conduits à 15 m (SC1 à SC3) comprenant la réalisation d’essais Nasberg et Lefranc à -3, -6 et -9 m de profondeur ;

La réalisation de sondages à la pelle mécanique notés PM1 à PM25 conduits au maximum des possibilités de la machine ou de tenue des fouilles ;

L’équipement en piézomètres des trois sondages carottés.

Des essais laboratoire avec notamment : La réalisation de 25 essais d’identifications des sols prélevés dans les fouilles à la

pelle mécanique ; La réalisation de poids volumiques sur échantillons des extraits des sondages

carottés ; La réalisation de deux essais de perméabilité en laboratoire ; La réalisation de deux essais de cisaillements directs à la boite.

Profil PE1 PE2 PE3 PE4 PS5 PS6 PS7

Orientation SO - NE O - E NO - SE O-E N - S N - S N - S

Longueur (m) 248.5 535 248.5 535 220 220 220

Distance (m) inter-géophones inter-électrodes

3.5 5 3.5 5 5 5 5

Profondeur d’investigation

max (m) 40 50 40 50 15 15 15

1. Tableau n°1 : Profils é h i




3.2 - RECONNAISSANCES GEOPHYSIQUES

3.2.1 - Sismique Réfraction

3.2.1.1 - Principe

La sismique réfraction est une méthode géophysique non-destructrice qui permet de calculer l’épaisseur des formations géologiques en fonction de la vitesse de propagation des ondes sismiques de compression (P) dans les différentes couches. Cette méthode permet de détecter avec une relative précision les changements lithologiques en profondeur. Cette méthode est basée sur l’hypothèse d’une augmentation de la vitesse sismique avec la profondeur, hypothèse généralement réaliste du fait de l’augmentation de la compacité des couches en profondeur.

3.2.1.2 - Mise en œuvre sur site

Le mode opératoire appliqué sur le terrain est conforme aux recommandations du Code de Bonne Pratique de la Géophysique appliquée (Fiche 92.1 SIS 01) édité par l’AGAP-Qualité (Association pour la Qualité en Géophysique Appliquée non pétrolière). La société Géolithe est agréée par l’AGAP-Qualité pour la mise en œuvre de cette méthode. L’acquisition des données sismiques sur le terrain consiste à placer une série de capteurs (géophones) le long d’un profil. Cinq tirs sont alors réalisés dans l’axe du profil. Il s’agit d’ondes de chocs provoquées par un coup de masse sur une plaque en acier posée sur le sol, un tir de fusil sismique ou un tir d’explosif. Sur ces 5 tirs, 2 sont effectués en bout de ligne, 1 au centre et 2 à l'extérieur du dispositif (tirs offsets). Ceci permet d’avoir une bonne qualité d'interprétation et notamment une bonne compréhension de la géométrie des couches (variations latérales de vitesse ou de profondeur des couches). La centrale d’acquisition utilisée était un StrataView S24 (marque Geometrics), les capteurs des géophones verticaux de fréquence propre 10 Hz. La source sismique utilisée était une masse de 8 kg venant frapper une plaque métallique posée sur le sol. Dans le cas de tirs ne produisant pas suffisamment d’énergie, nous avons répété et sommé plusieurs enregistrements sur un même point de tir (stacking). Nous avons à quelques reprises utilisé un fusil sismique chargé à blanc avec 14 g de poudre noire afin d’augmenter localement l’énergie émise dans le sol.

3.2.1.3 - Traitement et interprétation des données

Le pointé des premières arrivées a été réalisé avec le programme WINSISM sous Windows (version 14 - 2013), commercialisé par W-Geosoft Geophysical Software. Ce logiciel intègre corrections topographiques. Les courbes dromochroniques mettant en évidence la présence d’un terrain bi-couche (hormis en partie sud des 3 profils), les données ont été interprétées avec la méthode des intercepts, qui permet de calculer la profondeur des couches au droit de chaque tir. Les résultats sont présentés sous la forme d’une coupe sismique 2D au droit du profil.




3.2.1.4 - Profondeur d’investigation

Les profils PS5 à PS7 ont été réalisés par juxtaposition latérale de bases sismiques de 60 mètres (entre tirs bout de ligne - 55 m entre les géophones G1 et G12), ce qui permet une profondeur d’investigation de 15 mètres conforme aux exigences du cahier des charges.

3.2.1.5 - Résultats

Les données de sismique réfraction ont permis de déterminer une structure globalement bi-couche, avec les 2 sismo-faciès suivants, avec de la surface vers la profondeur :

1. des limons argileux ou graveleux, avec des vitesses sismiques inférieures à 500-600 m/s, sur 3 à 5 mètres d’épaisseur ;

2. des moraines gravelo-limoneuses, avec des vitesses comprises entre 1500 et 2500 m/s,

On observe localement, au sud des profils P6 et P7 la présence d’une troisième couche en intercalation des 2 précédentes, avec des vitesses sismiques intermédiaires comprises entre 700 et 900 m/s pouvant correspondre à des colluvions ou des graves limoneuses peu compactes. A noter que les signaux de la seconde base sismique en partant du sud sur le profil P5 n’étaient pas interprétables compte tenu du caractère marécageux de la zone située en fond de vallon (saturation et faible compaction du sol en surface) que ce soit pour les tirs réalisés à la masse ou au fusil sismique.

3.2.2 - Tomographie Electrique

3.2.2.1 - Principe

La méthode de reconnaissances par panneau électrique consiste à mesurer de la résistivité d’un terrain selon une coupe verticale 2D réalisée au droit d’un profil. La résistivité dépend des propriétés électriques du sous-sol et permet indirectement d’en déduire sa constitution.

3.2.2.2 - Mise en œuvre sur site

L’acquisition des données sur site consiste à implanter une série d’électrodes le long d’un profil de reconnaissance, puis à réaliser une séquence complète de mesures pour obtenir une coupe 2D de résistivité dite apparente. Chaque mesure de résistivité unitaire nécessite 4 électrodes : 2 électrodes émettrices entre lesquelles on injecte un courant continu dans le sol, et deux électrodes réceptrices entre lesquelles on mesure le potentiel induit par la circulation du courant injecté dans le sol. La résistivité mesurée (dite apparente) est déduite de l’intensité du courant injecté, du potentiel induit et de la géométrie du dispositif. Les électrodes sont tour à tour émettrices et réceptrices, permettant d’obtenir des points de mesure à différentes positions verticales et horizontales. Le mode opératoire adopté est en conformité avec les recommandations du Code de Bonne Pratique de la Géophysique Appliquée édité par l’AGAP-Qualité (fiche n° 92.1 ELE 31 - panneau électrique). La société Géolithe est agréée par l’AGAP-Qualité pour la mise en œuvre de cette méthode. Les mesures ont été réalisées selon un dispositif Wenner-Schlumberger alliant bonne résolution latérale et faible sensibilité au bruit électrique ambiant.




Le matériel que nous avons utilisé comprenait : Résistivimètre compact SYSCAL R1+ de marque IRIS-Instruments, 72 électrodes (tour à tour émettrices ou réceptrices), 4 flûtes (câbles multibrins) reliant électrodes et résistivimètre, Accessoires (câbles, pinces électrode-flûte, batteries, chargeurs, etc.), logiciel (Electre II) pour la création de séquences de mesures, logiciel (Prosys II) pour le transfert et le pré-traitement des données, logiciel Res2dInv pour l’inversion des pseudo-sections.

3.2.2.3 - Traitement et interprétation des données

L’image en résistivité apparente (brute) obtenue directement à partir des mesures subit une inversion (logiciel Res2DInv) visant à déterminer un modèle de sol probable susceptible de produire les valeurs de résistivité apparentes mesurées in-situ. La restitution des résultats consiste en une coupe 2D en résistivité électrique.

3.2.2.1 - Profondeur d’investigation

Les profils PE1 à PE4 ont atteint des profondeurs d’investigations comprises entre 40 et 50 mètres selon la longueur des profils réalisés. Il est important de garder en mémoire qu’en tomographie électrique, la résolution (donc la fiabilité des résultats) est globalement toujours meilleure à proximité de la surface qu’en profondeur.

3.2.2.2 - Résultats

Les résultats sont présentés en annexe n°3 de ce rapport et l’implantation est présentée en annexe n°2. Les résultats de tomographie électrique permettent d’identifier les terrains suivants :

- des limons argileux (30 à 50 Ω.m) sur les 4 à 5 premiers mètres de profondeur en fond de vallon (PE4 : 130 à 380m et PE2 : 130 à 220m), qui apparaissent plus ou moins humides voire saturés en milieu de vallon (PS4),

- des limons graveleux (50 à 150 Ω.m) sur les 4 à 5 premiers mètres de profondeur sur les flancs du vallon (PE4 : 30 à 130m, 380 à 530m ; PE2 : 0 à 130 et 220 à 370m). Ces terrains apparaissent plus épais sur PE1 (5 à 6 m d’épaisseur entre 0 et 110 m puis 10 à 12 m d’épaisseur entre 110 et 248m) et sur PE3 (6 à 10 m environ),

- des graves limoneuses probablement d’origine morainique, avec des résistivités comprises entre 100 et 200 Ω.m environ (centre de PE4, sud-est de PE3, ouest et centre est de PE2),

- des graves sablo-limoneuses probablement d’origine morainique, montrant des résistivités supérieures ou égales à 200 Ω.m et pouvant contenir localement des poches de conglomérats en partie nord de la zone étudiée (PE1 et PE3 notamment).




3.3 - INVESTIGATIONS DESTRUCTIVES – SONDAGES CAROTTES ET DESTRUCTIFS

L’implantation des sondages destructifs et les logs de ces sondages sont présentés en annexe n°2 et 3 de ce rapport. Les coordonnées en Lambert III Sud de ces sondages sont :

Matricule (MAT) X Y

SC.1 889421.427 257320.103SC.2 889274.882 257371.256SC.3 889294.258 257484.417SD.1 889520.592 257307.203SD.2 889322.263 257333.004SD.3 889262.488 257422.518SD.4 889356.766 257515.530SD.5 889325.200 257378.300SD.6 889244.600 257342.800

Ces investigations ont mis au jour des matériaux glaciaires et possiblement les conglomérats et terres noires locales le tout recouvert par une couverture limoneuse. Certains niveaux ont pu être corrélés entre eux.

3.3.1 - Horizon 1 : Couverture limono-argileuse et graveleuse

Cet horizon a été reconnu au droit de tous les sondages destructifs ainsi que les sondages carottés.

Il présente deux faciès distincts :

Des limons argileux peu graveleux marron, identifiés au droit de SP2, SP5, SP6, SC2 et dans la plaine située entre SP5 et PM22 ;

Des limons graveleux marron, identifiés au droit de tous les autres sondages.

L’épaisseur de cet horizon est en moyenne de 1 à 2 m mais peut atteindre localement 3 mètres, notamment dans la plaine et vers les pelles PM13 à PM22.

Cet horizon constitue essentiellement les dépôts récents fins post Würmien constitués par des matériaux de dépôts fins (limons) et de graves arrachées aux matériaux glaciaires.

La limite entre cet horizon et les moraines sous-jacents est parfois peu évident.

La vitesse instantanée d’avancement est hétérogène, variant entre 30 et 120 m/h. La pression exercée sur l’outil est importante.

Les épaisseurs et caractéristiques géomécaniques (faible qualité géotechnique) de cette formation sont présentées dans le tableau n°3 ci-après.

Sondages SP1 SP2 SP3 SP4 SP5

Cote du sondage 1106 m NGF 1100 m NGF 1102 m NGF 1108.3 m NGF 1098.3 m NGF

Cotes supérieures et inférieures de la

formation 0,0 – 1,5 m 0,0 - 2,0 m 0,0 – 2,0 m 0,0 – 2,3 m 0,0 – 1,6 m

Pl*(MPa) 0.93 0.66 – 0.87 0.67 – 0.71 1.04 – 1.68 1.23 Pf (MPa) 0.67 0.43 – 0.49 0.20 – 0.29 0.48 – 0.83 0.48 Em (MPa) 5.8 4.2 – 6.0 6.4 – 8.3 12.9 – 19.1 18.9

Em/Pl 6 6 - 7 10 - 12 12 - 11 15 Sondages SP6 SC1 SC2 SC3

Cote du sondage 1096.7 m NGF 1099.7 m NGF 1098.3 m NGF 1103.6 m NGF


formation 0,0 – 3,5 m 0,0 – 1,0 m 0,0 – 2,0 m 0,0 – 2,5 m

Pl*(MPa) 0,36 – 0.59 - - -

Tableau n°2 : Coordonnées Lambert III Sud des sondages




Pf (MPa) 0,20 – 0,44 - - - Em (MPa) 2,3 – 9,1 - - -

Em/Pl 4 - 15 - - -

On retiendra les caractéristiques pressiométriques suivantes pour le faciès des limons argileux :

Pl*(MPa) = 0.60 MPa (moyenne géométrique des pressions limites) ; Em (MPa) = 4 MPa (moyenne harmonique des modules) ; Em/pl = 7

Ces valeurs ont été déterminées en prenant en compte les valeurs des sondages SP2, SP3 et SP6 représentatives de cet horizon. On retiendra les caractéristiques pressiométriques suivantes pour le faciès limono-graveleux :

Pl*(MPa) = 1,3 MPa (moyenne géométrique des pressions limites) ; Em (MPa) = 16.5 MPa (moyenne harmonique des modules) ; Em/pl = 12.5

3.3.2 - Horizon 2 : Moraines de surface moyennement consolidées

Cet horizon est constituée essentiellement par des graves à matrice limoneuse localement sableuse de couleur beige à grise.

Ces matériaux sont moyennement consolidés. Les vitesses d’avancement de l’outil de sondage sont moyennes et hétérogènes, comprises entre 20 et 70 m/heure.

Les épaisseurs et caractéristiques géomécaniques (bonne qualité géotechnique) de cette formation sont présentées dans le tableau n°4 ci-après.

Sondages SP1 SP2 SP3 SP4 SP5 Cotes supérieures et

inférieures de la formation

1,5 – 3,0 m 2,0 – 3,5 m 2,0 – 4,5 m 2,3 – 6,0 m 1,6 – 6,0 m

Pl*(MPa) 1.34 – 1.88 1.66 1.45 – 2.22 1.7 – 2.74 1.55 – 2.68 Pf (MPa) 0.64 – 1.42 0.72 0.64 – 0.95 1.04 – 1.37 0.96 – 1.51 Em (MPa) 8.2 – 10.4 17.1 9.2 – 15.7 11.7 – 23.1 12.2 – 22.2

Em/Pl 4 – 8 10 6 - 7 7 - 11 6 – 8 Sondages SP6 SC1 SC2 SC3


formation 3,5 – 4,5 m 1,0 – 3,0 m 2,0 – 2,7 m 2,5 – 3,0 m

Pl*(MPa) 1.31 - - - Pf (MPa) 0.69 - - - Em (MPa) 9 - - -

Em/Pl 7 - - -

On retiendra les caractéristiques pressiométriques suivantes pour cette formation Pl*(MPa) = 1,63 MPa (moyenne géométrique des pressions limites) ; Em (MPa) = 12.5 MPa (moyenne harmonique des modules) ; Em/pl = 7

Ces caractéristiques ont été déterminées en ne considérant pas les valeurs statistiquement non représentatives de cet horizon.

3.3.3 - Horizon 3 : Moraines consolidées contenant des poches de formations locales emballées ou en place

Cet horizon est constitué essentiellement par des graves à matrice argileuse ou limoneuse mais peu être constitué localement par des graves peu sableuses contenant de petits galets anguleux roulés et des débris de calcaire et de schistes.

Tableau n°3 : données géomécaniques de la couverture

Tableau n°4 : données géomécaniques des moraines de surface




Ces matériaux sont consolidés à très consolidés pour les fragments de formations locales arrachées par le glacier ou en place

Les vitesses d’avancement de l’outil de sondage sont hétérogènes et en général faibles à moyennes, comprises entre 20 et 70 m/heure.

Le sondage SP3 et le sondage carotté SC3 ont mis en évidence un horizon très résistant à partir de 4,5 m de profondeur correspondant probablement, d’après l’aspect visuelle à des conglomérats (alluvions fluviatiles du Mindel ?).

Il est possible, étant donnée l’épaisseur importante de ces matériaux et leurs caractéristiques qu’ils soient en place.

Dans cette hypothèse, le vallon actuel constituerait un axe d’écoulement préférentiel du glacier, érodant les formations présentes.

De l’autre côté au niveau des sondages SP1, SP2 et SC1, une formation argileuse avec débris de schistes a été mis en évidence en fin de sondages. Cet horizon correspond possiblement à la formation des terres noires qui peut être en place ou arrachée par le glacier.

Les caractéristiques géomécaniques (très bonne qualité géotechnique) de cette formation sont présentées dans le tableau n°5 ci-après.

Sondages SP1 SP2 SP3 SP4 SP5 Cotes supérieures de la formation

3,0 m 3,5 m 4,5 m 6,0 m 6,0 m

Pl*(MPa) 2,24 - >6 2,21 - >6 3.26 - >6 3.65 – >6 4.14 - >6 Pf (MPa) 0,98 - >4 1.01 - >4 2.01 - >4 2.46 - >4 2.27 - >4 Em (MPa) 15 – 57.3 20 - 120 28 - 160 48 - 150 36.5 - 108

Em/Pl 7 - 12 8 - 20 7 - 25 13 - 22 9 - 16 Sondages SP6 SC1 SC2 SC3

Cotes supérieures de la formation

4,5 m 3,0 m 2,7 m 3,0 m

Pl*(MPa) 2,21 - > 6 - - - Pf (MPa) 1,25 - >4 - - - Em (MPa) 17,8 - 72 - - -

Em/Pl 6 - 14 - - -

On retiendra les caractéristiques pressiométriques suivantes pour cette formation Pl*(MPa) = 4 MPa (moyenne géométrique des pressions limites) ; Em (MPa) = 36 MPa (moyenne harmonique des modules) ; Em/pl = 10

On retiendra les caractéristiques pressiométriques suivantes pour les poches de formation arrachées ou en place :

Pl*(MPa)> 6 MPa (moyenne géométrique des pressions limites) ; Em (MPa) = 105 MPa (moyenne harmonique des modules) ; Em/pl = 18

3.4 - SONDAGES A LA PELLE MECANIQUE

Les implantations des sondages à la pelle sont précisées dans l’annexe n°2 et les résultats sont présentés dans l’annexe n°4. Les coordonnées de ces sondages en Lambert III Sud sont les suivantes :

Tableau n°5 : données géomécaniques des moraines de fond




Matricule (MAT) X Y

PM.1 889473.882 257299.903PM.2 889590.101 257295.487PM.3 889533.623 257295.876PM.4 889357.921 257314.677PM.5 889301.438 257347.546PM.6 889285.665 257384.107PM.7 889249.446 257467.588PM.8 889480.582 257505.962PM.9 889478.554 257470.948PM.10 889476.472 257438.935PM.11 889525.886 257502.852PM.12 889526.497 257465.731PM.13 889526.848 257425.484PM.14 889580.406 257508.938PM.15 889581.008 257473.818PM.16 889577.582 257427.287PM.17 889635.074 257515.253PM.18 889633.466 257472.584PM.19 889630.889 257424.866PM.20 889688.037 257524.163PM.21 889681.622 257467.933PM.22 889679.240 257423.006PM.23 889764.866 257486.194PM.24 889730.041 257444.833PM.25 889767.917 257417.372

Ces sondages ont tous mis en évidence un niveau de terre végétale sur une épaisseur de 30 à 50 cm. Ces sondages ont été conduits jusqu’à 5 m de profondeur. Ils ont mis en évidence essentiellement un horizon superficiel de 2,5 à 5 m d’épaisseur de graves limoneuses localement peu sableuses mais parfois aussi des limons argileux (horizon n°1 – couverture limoneuse définie au §3.3.1). Sous cet horizon, des graves argileuses grises sombres ont été repérées sur la grande majorité des sondages contenant parfois un peu de matière organique. La grande majorité des sondages a mis en évidence deux niveaux distincts de part leur couleur de matrice (horizons n°2 et n°3 définis aux §3.3.2 et 3.3.3). La profondeur de cette interface et la nature de l’horizon sont indiqués dans le tableau ci-après :

Sondages Epaisseur horizon couleur marron

Nature

PM1 2,5 m Grave limoneuse

PM2 4 m Grave limoneuse peu sableuse

PM3 Minimum 5 m Grave limoneuse peu sableuse

PM4 3 m Grave limoneuse PM5 4 m Grave limoneuse PM6 3,4 m Grave limoneuse

PM7 2,8 m Grave limono-sableuse

PM8 2,8 m Grave limoneuse peu sableuse

Tableau n°6 : Coordonnées pelles Lambert III Sud





PM10 3 m Limons argilo-graveleux


PM12 3,7 m Grave limoneuse PM13 3,2 m Limons argileux PM14 2,7 m Grave limoneuse PM15 Minimum 5 m Grave limoneuse PM16 3,1 m Limons argileux PM17 2 m Grave limoneuse

PM18 2,3 m Grave limono-sableuse

PM19 2,85 m Limons argileux



PM22 3,6 m Grave limoneuse puis grave limono-sableuse

PM23 4,4 m Grave limoneuse

PM24 3,8 m Limons argileux puis grave limoneuse

PM25 Minimum 5 m Grave limono-sableuse

En jaune dans le tableau n°7 ci-dessus, sont présentés les sondages à la pelle ayant mis en évidence le faciès n°1 de l’horizon n°1 présenté au § 3.3.1. En vert le faciès n°2 et l’horizon n°2 indifférenciés au sondage à la pelle.

3.5 - ESSAIS DE PERMEABILITE IN SITU

Des essais de perméabilité de type essais Nasberg (au dessus du niveau théorique de nappe) et essais Lefranc ont été réalisés dans les sondages carottés à -3 m ; -6 m et -9 m et profondeur. Ces essais de perméabilité ont été réalisés sur une cavité plus courte que prévue au cahier des charges étant donné les hétérogénéités relevées dans les carottages (niveau argileux, graveleux, niveaux sableux, sablo-limoneux et gravelo-sableux…). Cette disposition permet d’éviter d’avoir une zone d’infiltration non représentative des différentes natures de sol. Les essais de perméabilité ont été réalisés selon le protocole de réalisation d’un essai à charge constante. Les résultats obtenus sont les suivants :

Sondage

Cote nappe

d’après sondage

Type d’essai

Profondeur d’essai

Perméabilité en m/s

Perméabilité en mm/h

-3.25 m 1.52 x 10-6 5 Nasberg

-6.25 m 2.17 x 10-6 8 SC1 - 6,5 m Lefranc -9.25 m 2.34 x 10-6 8

-3.25 m 5.55 x 10-6 20

-6.25 m 1.89 x 10-5 68 SC2 - 3 m Lefranc

-9.25 m 7.96 x 10-7 3

-3.25 m 1.07 x 10-5 40

-6.25 m 2.62 x 10-6 10 SC3 - 12,5 m Nasberg

-9.25 m 2.25 x 10-6 8

Tableau n°7 : Découpage lithologique des sondages à la pelle

Tableau n°8 : Résultats des essais de perméabilité




On retiendra de ces essais que les terrains traversés sont parfois très peu perméables (matrice à dominante argileuse) et parfois perméables (sables ou sables graveleux). La perméabilité moyenne se situerait aux alentours de 5 x 10-6 m.s-1 soit environ 20 mm/h. Ces matériaux sont donc peu perméables.

3.6 - ESSAIS LABORATOIRE

Des essais GTR ont été réalisés sur chacune des fouilles à la pelle mécanique. Une teneur en eau a été réalisée sur chacun des échantillons ainsi qu’une granulométrie. Les essais de classification des sols GTR ont été réalisés suivant la norme NF P11-300. La teneur en eau a été réalisée suivant le protocole de la norme NF P94-050. La valeur en bleu de méthylène a été réalisée suivant le protocole de la norme NF P94-068. Les résultats des essais laboratoire obtenus sont présentés dans le tableau ci-dessous :

Typ

e de

sondag

e

Nom

du s

ondag

e

Wl (%

)

Wp (%

)

IP IC

Wopn (%

)

γdopn (t/

m³)

I.P.

I (W

n)

PM PM10 54% 33% 21 1.21PM PM12 9.74 2.11 4PM PM16 44% 29% 15 0.93PM PM17 8.95 2.18 4PM PM18PM PM19PM PM20PM PM21PM PM22PM PM23PM PM24PM PM25

Les échantillons analysés ont été prélevés entre 2 et 4 mètres de profondeur dans les pelles. Ils indiquent une teneur en eau moyenne comprise entre 10 et 15% avec néanmoins quelques échantillons plus secs (PM1, PM14, PM 15, PM17 et PM19) et deux échantillons plus humides (PM10 et PM13). Les courbes granulométriques sont sensiblement les mêmes entre les échantillons. L’ensemble des matériaux est à peu près homogène. On note d’une part ceux classés C1A1 et d’autre part les échantillons classés C1B5 selon la GTR. Ces matériaux ont un comportement similaire. Un essai proctor a été réalisé sur un échantillon de type C1A1

IPI à l’optimum proctor : 4 ; Teneur en eau OPN : 9.74 %.

Un essai proctor a été réalisé sur un échantillon de type C1B5 IPI à l’optimum proctor : 4 ; Teneur en eau OPN : 8.95 %.

Tableau n°9 : Résultats des essais d’identifications




Ind A

Nom

du s

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Wl (%

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IP IC

Wopn (

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I.P.

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PM10 54% 33% 21 1.21 sPM12 9.74 2.11 4 hPM16 44% 29% 15 0.93 hPM17 8.95 2.18 4 th

L’état hydrique de ces matériaux peut être évalué au moyen des critères définis par la teneur en eau à l’optimum proctor.

Teneur en eau naturelle comprise entre 90 et 110% de la teneur en eau à l’optimum proctor (8.5 à 10.5%) donne lieu à un état hydrique moyen ;

Teneur en eau naturelle comprise entre 110 et 125% de la teneur en eau à l’optimum proctor (10.5 à 12%) donne lieu à un état hydrique humide ;

Teneur en eau naturelle > à 125% de la teneur en eau à l’optimum proctor (>12%) donne lieu à un état hydrique très humide ;

Selon ces critères, sur les 18 sondages à la pelle mécanique réalisés dans la zone d’emprunt projet :

5 échantillons seraient dans un état hydrique moyen ; 5 échantillons seraient dans un état hydrique humide ; 8 échantillons seraient dans un état hydrique très humide.

Des poids volumiques ont été réalisés sur les échantillons prélevés dans les sondages carottés :

1,5 m ; 2,5 m et 6 m dans SC1 ; 0,5 m, 4,5 m, 7,8 m et 12,3 m dans SC2 ; 0,5 m et 9,8 m dans SC3.

Ces essais permettent d’aboutir à :

Un poids volumique faible pour la couverture de l’ordre de 1,7 t/m3 ; Un poids volumique des moraines de l’ordre de 2,05 t/ m3.

Essais de perméabilité en laboratoire : Deux essais de perméabilité en laboratoire ont été réalisés sur les carottes extraites des carottages. Le premier essai de perméabilité a été réalisé sur un échantillon prélevé dans la carotte de 1 à 2 m de profondeur dans le sondage SC1. Le deuxième essai a été réalisé sur un échantillon prélevé dans la carotte de 1 à 2 m de profondeur dans SC3. Ces échantillons correspondent à l’horizon superficiel de la couverture limoneuse peu graveleuse présentée au §3.7. Les essais ont été réalisés dans un perméamètre à paroi rigide sous charge hydraulique variable. Le protocole de l’essai respecte la norme expérimentale NF X 30-441. Les échantillons ont été confectionnés en restant représentatif du milieu mais en écrêtant la granulométrie pour entrer dans le moule. Les perméabilités obtenues sont de l’ordre de 1,5 x 10-7 m.s-1.

Tableau n°10 : Résultats essais proctor, ipi et état hydrique




Les procès verbaux d’essai sont présentés en annexe. On obtient une perméabilité plus faible que celle mesurée in situ, probablement dû à l’écrêtage des échantillons pour permettre l’essai. Essais de cisaillement directs à la boite de Casagrande : Deux essais de cisaillements ont été réalisés dans la formation de la couverture limono-graveleuse identifiée dans la zone d’emprunt présentée dans le §3.7. Le premier essai de cisaillement a été réalisé à partir des échantillons prélevés à 3.5 m de profondeur dans la pelle mécanique PM11 et le deuxième essai de cisaillement a été réalisé à partir des prélèvements à 2.7 m de profondeur dans PM25. Le protocole des essais de cisaillement rectiligne à la boite respecte la norme NF P94-071. Trois éprouvettes ont été confectionnées pour chaque essai. La fraction supérieure à 5 mm a été éliminée par tamisage. Les résultats obtenus sont présentés en annexe et sont les suivants :

Essai de cisaillement PM 11 « Grave limoneuse » :

Essai de cisaillement PM 25 « Grave limono-sableuse » :

Les résultats montrent une disparité importante dans les valeurs de l’angle de frottement effectif et de la cohésion effective. Ces disparités sont liées essentiellement à la nature des matériaux variant en % de grains et en caractéristique de matrice (parfois sableuse)

3.7 - SYNTHESE GEOTECHNIQUE

La synthèse lithologique aboutit à un modèle tri couche. On retiendra :

Une couverture limono-argileuse d’épaisseur métrique à pluri-métrique, présente dans l’axe du vallon, essentiellement au niveau de la plaine d’inondation (centre des profils sismiques P5, P6 et P7) mais aussi au niveau des sondages proches du ruisseau (SC2, SP5 et SP6).

Paramètres de cisaillement

au pic final

φ'p = 32 ° φ'f = 31 °

C'p = 14 kPa C'f = 14 kPa


au pic final

φ'p = 39 ° φ'f = 38 °

C'p = 11 kPa C'f = 10 kPa

Ind A




Ce faciès présente des caractéristiques pressiométriques médiocres, des résistivités très faibles de 30 à 50 Ω.m et des vitesses sismiques de l’ordre de 500 m.s-1. Ces matériaux sont classés A2 selon la GTR.

Une couverture limoneuse peu graveleuse assez ferme d’épaisseur métrique à pluri-

métrique, présente en surface sur tous les sondages en dehors de vallon. Ce faciès présente des caractéristiques pressiométriques moyennes, des résistivités faibles de 50 à 150 Ω.m et des vitesses sismiques de l’ordre de 500 m.s-1. Ces matériaux sont classés C1A1 et C1B5 selon la GTR.

Des moraines de surface consolidées constituées par des graves limoneuses peu sableuses, présentent sous la couverture, d’épaisseur métrique à pluri-métrique. Cette formation présente de bonnes caractéristiques pressiométriques, des résistivités faibles comprises entre 50 et 150 Ω.m et des vitesses sismiques de l’ordre de 500 m.s-

1. Ces matériaux sont classés C1B5 essentiellement selon la GTR.

Des moraines profondes consolidées, localement très consolidées constituées par des graves argileuses ou limoneuses pouvant contenir des petits galets roulés mais aussi des poches de matériaux locaux charriés par le glacier (débris de roches schistes, calcaire) Cette formation présente de très bonnes caractéristiques pressiométriques, des résistivités moyennes comprises entre 100 à 180 Ω.m parfois très élevées notamment au niveau des poches (180 à 200 Ω.m) et des vitesses sismiques de l’ordre de 1500 à 2500 m.s-1. Ces matériaux sont classés C1B5 essentiellement selon la GTR.

On retiendra également un niveau de nappe assez proche de la surface dans l’axe du vallon (3 m sous TN – 1095.3 m NGF). Les sondages à la pelle, réalisés plus tôt que les sondages pressiométriques avaient mis en évidence des niveaux d’eau peu profonds dans l’axe du vallon également. Sur les pentes latérales, des écoulements dans les terrains ont été notés aux alentours des 1097 m NGF. Des lectures des niveaux d’eau sur les piézomètres permettront de définir plus précisément le niveau de nappe ainsi que son évolution sur une durée d’une année. Les moraines de surface ainsi que les moraines profondes sont peu perméables, de perméabilité moyenne de l’ordre de 5 x 10-6 m.s-1 soit environ 20 mm/h.

3.8 - INCERTITUDES GEOLOGIQUES

Les incertitudes géologiques restent sur la présence ou non de matériaux en place dans les moraines de fond. Il a été identifié des matériaux conglomératiques au niveau de la bute Nord du projet (PE1 et 3, SC3 et SP3). Ces matériaux sont en épaisseur importante et il nous apparaît peu probable qu’ils aient été charriés. Il a été identifié des matériaux argileux avec débris de schistes noirs au niveau de la bute Sud du projet de digue (PE2, sondages SC1, SP1 et SP2) en profondeur. Ces matériaux semblent appartenir à la formation des terres noires. Il est possible que cette poche mise en évidence soit en place et ne soit pas charriée. Les données géophysiques valideraient cette hypothèse. La position de ces niveaux conglomératiques et argileux noirs avec débris de schistes est également normal d’un point de vue géologique. On notera toutefois que cette incertitude géologique en profondeur n’aura pas d’impact sur le projet.




4 - FAISABILITE GEOTECHNIQUE

4.1 - REUTILISATION DES MATERIAUX EN REMBLAIS

4.1.1 - Matériaux

Il est prévu de réaliser le barrage en terre de la retenue d’eau au moyen de matériaux d’emprunt du site dans une zone spécifique dédiée définie par le cahier des charges.

Les sondages à la pelle PM8 à PM25 ont été réalisés dans cette future zone d’emprunt visée.

Les analyses des matériaux indiquent que les premiers 5 mètres de sols dans cette zone sont constitués par l’horizon n°1 décrit au §3.3.1 soit dans un faciès limono-argileux soit dans un faciès limoneux peu graveleux.

Ces matériaux ont été essentiellement identifiés C1B5 et C1A1 selon la classification GTR.

L’état hydrique de ces matériaux est très variable. L’analyse de l’état hydrique selon le critère de l’OPN donnerait lieu à des sols d’état hydrique compris entre moyen (m) et très humide (th).

Les matériaux de classe C et contenant une fraction fine de ce type (A1 ou B5) sont des matériaux fins très sensibles aux variations de teneur hydrique ou contenant une fraction fine très sensible et sont difficilement réutilisables en l’état.

Ces sols sont des matériaux anguleux ou roulés comportant une fraction fine 0/50 mm de classe A ou B. Le comportement de ces sols est apprécié par celui de leur fraction fine.

Ainsi les matériaux de classe A1 peuvent être des limons peu plastiques, des silts alluvionnaires, sables fins ou arènes peu plastiques.

Les matériaux de classe B5 peuvent être des sables et graves très silteux.

4.1.2 - Conditions de réutilisation

Le projet de digue comporte des remblais de grande hauteur dépassant 10 m.

Le volume nécessaire pour la réalisation du corps de digue du projet serait de 200 000 m3.

La surface de la zone d’emprunt visée est de l’ordre de 30 000 m².

• A l’état hydrique très humide ou très sec, les matériaux présents sur site sont inutilisables ;

• A l’état humide, pour cette hauteur de remblai, les matériaux ne sont réutilisables qu’en étant associés à du traitement. En effet, les solutions portant sur l’amélioration des matériaux apportée par la situation météorologique n’offrent pas de garantie suffisante pour être admises dans la construction des remblais de grande hauteur ;

• Dans les autres conditions d’état hydrique (moyen et sec), ces matériaux peuvent être mis en œuvre en suivant certaines contraintes spécifiques définies dans le guide technique sur la réalisation des remblais et des couches de forme.

Les matériaux présents sur site dans un état hydrique très humide représentent environ 40% du stock de la zone d’emprunt visée. Les échantillons analysés en état hydriques très humides sont plutôt localisées à proximité du fond du vallon.

Il conviendra donc de limiter les matériaux utilisés de la zone d’emprunt en s’éloignant de quelques mètres de l’axe du vallon pour limiter le risque de rencontrer des matériaux en état hydrique th.

Ind A




Dans tous les cas un suivi strict de l’état hydrique des matériaux devra se faire pendant toute la durée des travaux de réalisation de la digue.

Si les travaux se font en été, l’état hydrique des matériaux sera probablement moyen à humide. Ces matériaux pourront alors être mis en œuvre sans être forcément associés à du traitement.

Si les travaux se font dans les autres périodes de l’année, la réutilisation des matériaux du site devra probablement être associée, pour les remblais supérieurs à 5 m de hauteur, à un traitement à la chaux vive.

Une étude de traitement devra alors être réalisée lors de l’étude de projet géotechnique de manière à définir les conditions de traitement et le pourcentage de chaux vive à appliquer.

Etant donnés les volumes nécessaires, en fonction de la période de réalisation probable, nous préconisons d’envisager la recherche d’une nouvelle zone d’emprunt.

Le compactage se fera par couche élémentaire d’épaisseur 30 à 40 cm en fonction de l’énergie de compactage et du compacteur. Les conditions de compactage sont définies dans le fascicule 2 du guide technique sur la réalisation des remblais et des couches de forme.

Toute terre végétale sera décapée au droit du projet avant mise en œuvre du remblai. Nous conseillons de contrôler, par des essais à la plaque, que les spécifications suivantes sont atteintes :

Fond de forme, corps du remblai et partie supérieure : • EV2>35 MPa et K (EV2/EV1) < 2.2

En phase d’exécution, afin de réduire l’infiltration d’eau, les plates formes seront pentées et fermées avant tout épisode pluvieux.

4.2 - STABILITE DES DEBLAIS

Les matériaux qui seront éventuellement extraits pour être réutilisés en remblais donneront lieu à la réalisation de fouilles. Il conviendra de limiter les pentes de terrassements pour extraction des matériaux type moraines à 3h/2v et sur des hauteurs de terrassements limitées à 5 m vertical. La stabilité de cette pente de terrassement devra être vérifiée en phase projet dans la situation de vidange rapide.

4.3 - STABILITE DES REMBLAIS

Il est prévu la mise en œuvre de remblais selon une pente amont et aval de 2,5h/1v soit environ 22° / horizontale. A ce stade, sans mise en charge hydraulique du bassin de rétention d’eau, la stabilité de la digue sera justifiée vis-à-vis des conditions de stabilité locale et générale. Il conviendra de vérifier, lors de l’étude de projet géotechnique la prise en compte de la hauteur de nappe sous le barrage en terre ainsi que de possibles imprégnations d’eau dans les terres du barrage et les possibilités d’instabilité. La vérification de la stabilité des remblais au poinçonnement sur le terrain d’assise est faite selon la formule suivante :

HCu

××

=γ14,5F

Avec : Cu : Cohésion à court terme H : hauteur du remblai = 16 m




γ : Densité des matériaux du remblai = 20 KN/m3 Cu est estimé par la corrélation de Cassan :

03,012

Cu 0 +−

=PlPl

Ici, nous prendrons pl-pl0 = 0,60 (moyenne géométrique pour l’horizon n°1 faciès 1) Il vient : F=1,28 <2 recherché Le facteur de sécurité obtenu est très faible, inférieur à 2,00 recherché. Il conviendra donc d’envisager de mettre en œuvre le remblai par phases à déterminer en fonction la cohésion non drainée. Une étude du phasage est à réaliser en phase projet. La durée de consolidation est à déterminer sur la base de la vitesse de consolidation des matériaux. Afin de mieux évaluer la valeur réelle de la cohésion non drainée dans les matériaux de la couverture, il conviendra de réaliser des essais scissométriques complémentaires.

4.4 - LIQUEFACTION DES SOLS

Selon les recommandations de l’AFPS92 article 9.1, la liquéfaction des sables est suspectée lorsqu’ils présentent les caractéristiques suivantes :

- le degré de saturation Sr est voisin de 100%. - La granulométrie correspond à un coefficient d’uniformité inférieur à 15 (D60/D10) ; - Le diamètre à 50%, D50 est compris entre 50 microns et 1,5 mm.

Le coefficient d’uniformité étant toujours très supérieur à 15, les sols ne sont donc pas potentiellement liquéfiables.

4.5 - PERMEABILITE DES TERRAINS SOUS LE BARRAGE – POSSIBILITES DE PERTE HYDRAULIQUE

La perméabilité mesurée sous le projet de barrage est comprise entre 10-5m.s-1 et 10-7m.s-1. Les perméabilités les plus fortes ont été enregistrées :

Dans le sondage SC2 à 6.25 m de profondeur dans un horizon constitué par des graves sableuses contenant beaucoup de galets d’après le levé du sondage. Cet horizon serait situé entre 2,8 et 7 mètres de profondeur. Néanmoins, l’essai réalisé à 3,25 m de profondeur dans le même horizon, a montré une perméabilité plus faible. On notera que l’essai réalisé à 9.25 m de profondeur a montré la perméabilité la plus faible enregistrée (10-7m.s-1) ;

Dans le sondage SC3, à 3.25 m de profondeur. D’après l’analyse des carottes extraites

dans ce sondage, un passage de blocs sans matrice a été enregistré entre 2,5 et 3 mètres de profondeur. Ce niveau présente très probablement une perméabilité plus forte mais localisée de part la nature de ce petit niveau et n’est pas représentative.

Une étude hydraulique devra être menée lors de l’étude de projet géotechnique afin d’établir un modèle de calcul plaxflow permettant de vérifier les conditions d’écoulement (débits, vitesses d’écoulements) et les impacts possibles sur la digue et les horizons (érosion interne). Si aucune membrane étanche est mise en œuvre sur le barrage en terre, il conviendra de vérifier les écoulements dans le corps de digue. Si une étanchéité de la digue est prévue, il conviendra de vérifier les écoulements sous le barrage en terre.




Si une étanchéité totale du bassin est prévue, aucune vérification ne sera nécessaire. *

4.6 - TASSEMENTS MAXIMUM ATTENDUS SOUS LE BARRAGE EN TERRE

Le modèle de calcul d’Österberg permet d’estimer la valeur du tassement attendu des remblais lors de la mise en œuvre selon la géométrie ci-dessous : Au niveau des profils de calculs les plus défavorables, les hypothèses géométriques sont les suivantes :

Hauteur remblais : 16 m : Largeur en crête : 5 m ; Poids volumique du remblai : 20 kN.m3 ; Epaisseur de matériaux compressibles considérée : 5 m ;

Modèle géologique : De 0 à 2 m : Limons argileux – Module pressiométrique moyen 4,5 MPa, coefficient rhéologique = 0.5 ; De 2 à 4 m : Graves argileuses localement sableuses – Module pressiométrique moyen 12,7 Mpa, coefficient rhéologique = 0.25 ; De 5 à 15 m : Moraines de fond : Module pressiométrique moyen 36 MPa, coefficient rhéologique 0.33. On aboutit à un tassement total maximal dans une hypothèse défavorable de modèle géologique géotechnique d’environ 8 cm.




Tassement total

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

0.00 1.00 2.00 3.00 4.00 5.00 6.00 7.00 8.00 9.00

W ( c m)

Il conviendra de vérifier la compatibilité de ces tassements avec le projet. Des essais oedométriques complémentaires peuvent être menés afin de calculer plus précisément les tassements en calculant une vitesse de consolidation des sols sous les remblais. Ces investigations devront être réalisées avant les travaux de manière à pouvoir adapter ces derniers. Dans le cas où les résultats de ces essais complémentaires indiqueraient des tassements plus importants, nous préconisons la mise en place de la méthode observationnelle lors de la mise en œuvre des remblais. Elle permettra de :

Sur la base des essais complémentaires fournir la justification définitive de l’ouvrage et le phasage de réalisation de l’ouvrage ;

Définir les différents seuils de suivi de comportement de l’ouvrage, les méthodes et périodicités des contrôles ainsi que les aménagements des dimensionnements des systèmes géotechniques et actions palliatives. Les études devront pouvoir réadapter l’ouvrage au fur et à mesure de sa réalisation si besoin. Dans une première approche, les dispositifs d’auscultation pourront être des tassomètres, boules LCPC ou Tassol, ou des plaques de tassements ou un profilomètre disposés sous le corps du remblai pour pouvoir suivre le tassement dès la mise en place des premières couches de remblais;

Etablir les plans d’exécution ainsi que les méthodes et conditions d’exécution de l’ouvrage.




5 - CONCLUSIONS MISSION ULTERIEURE

Les buts de l’étude étaient les suivants :

• Réaliser un modèle géologique-géotechnique, prenant en compte : la nature, la qualité et la géométrie des terrains rencontrés, les conditions hydrogéologiques.

• Donner des prescriptions sur la réutilisation des matériaux en remblais et des dispositions et études complémentaires à mener en phase projet.

Le modèle géologique-géotechnique défini dans notre rapport est synthétisé sous forme d’un profil en travers géologique et d’un profil en long géologique au droit de la digue (annexe 6). D’un point de vue purement géologique, on retiendra de cette campagne les points principaux suivants :

• Le projet de barrage pour augmenter la ressource en eau disponible sera réalisé sur des dépôts morainiques moyennement consolidés à consolidés recouverts par une couche de 1 à 3 mètres de dépôts limoneux peu ou pas graveleux ;

• Les investigations réalisées ont consisté en des reconnaissances destructives et des profils géophysiques réalisés essentiellement au droit de l’implantation de la digue.

• Les moraines de fond contiennent des fragments de formations locales arrachées par le glacier et emballées dans ces moraines. On retrouve des fragments de schistes argileux mais également des éléments conglomératiques.

• La perméabilité moyenne des moraines est de l’ordre de 5x10-6 m.s-1. Des niveaux plus et moins perméables semblent présents mais la variation de perméabilité enregistrée semble faible.

• Les moraines sont associées à des écoulements probablement hétérogènes de part leur nature. Ces écoulements sont présents à 3 m de profondeur environ dans l’axe du vallon et plus profonds latéralement.

Les principales problématiques géologiques et géotechniques qui pourront affecter les travaux de construction devront être définies lors de l’étude de projet géotechnique.

Etude géotechnique de projet :

Les éléments suivants devront être précisés et étudiés :

Etude hydraulique par modélisation numérique type Plasflow afin d’évaluer les effets sur la digue et les possibles pertes hydrauliques, érosion interne… ; cette étude comprendra l’étude de stabilité des pentes de déblais en situation de décrue rapide.

Essais complémentaires oedométriques permettant de préciser les tassements attendus ;

Précisions complémentaires sur la mise en œuvre des remblais en fonction d’éventuelles décisions établies à l’issu de l’étude géotechnique d’avant projet ;

Etude de traitement des matériaux à la chaux vive pour définir les modalités de réutilisation des matériaux et la faisabilité du traitement.

Etude du phasage des remblais sur la base d’essais scissométriques complémentaires pour déterminer la valeur de cohésion non drainée dans les matériaux de couverture.

ANNEXES

ANNEXE 1Extrait de la classification des missions géotechniques selon NF P94-500 ;

— 11 — NF P 94-500

Tableau 2 — Classification des missions types d’ingénierie géotechnique

L’enchaînement des missions d’ingénierie géotechnique doit suivre les étapes d’élaboration et de réalisation de tout projet pour contribuer à la maîtrisedes risques géologiques. Chaque mission s’appuie sur des investigations géotechniques spécifiques.

Il appartient au maître d’ouvrage ou à son mandataire de veiller à la réalisation successive de toutes ces missions par une ingénierie géotechnique.

ÉTAPE 1 : ÉTUDES GÉOTECHNIQUES PREALABLES (G1)

Ces missions excluent toute approche des quantités, délais et coûts d’exécution des ouvrages géotechniques qui entre dans le cadre d’une missiond’étude géotechnique de projet (étape 2).Elles sont normalement à la charge du maître d’ouvrage.ÉTUDE GÉOTECHNIQUE PRÉLIMINAIRE DE SITE (G11)

Elle est réalisée au stade d’une étude préliminaire ou d’esquisse et permet une première identification des risques géologiques d’un site :— Faire une enquête documentaire sur le cadre géotechnique du site et l’existence d’avoisinants avec visite du site et des alentours.— Définir un programme d’investigations géotechniques spécifique, le réaliser ou en assurer le suivi technique, en exploiter les résultats.— Fournir un rapport avec un modèle géologique préliminaire, certains principes généraux d’adaptation du projet au site et une première identification

des risques.ÉTUDE GÉOTECHNIQUE D’AVANT PROJET (G12)

Elle est réalisée au stade de l’avant projet et permet de réduire les conséquences des risques géologiques majeurs identifiés :— Définir un programme d’investigations géotechniques spécifique, le réaliser ou en assurer le suivi technique, en exploiter les résultats.— Fournir un rapport donnant les hypothèses géotechniques à prendre en compte au stade de l’avant-projet, certains principes généraux de

construction (notamment terrassements, soutènements, fondations, risques de déformation des terrains, dispositions générales vis-à-vis desnappes et avoisinants).

Cette étude sera obligatoirement complétée lors de l’étude géotechnique de projet (étape 2).

ÉTAPE 2 : ÉTUDE GÉOTECHNIQUE DE PROJET (G2)

Elle est réalisée pour définir le projet des ouvrages géotechniques et permet de réduire les conséquences des risques géologiques importantsidentifiés. Elle est normalement à la charge du maître d’ouvrage et peut être intégrée à la mission de maîtrise d’œuvre générale.Phase Projet — Définir un programme d’investigations géotechniques spécifique, le réaliser ou en assurer le suivi technique, en exploiter les résultats.— Fournir une synthèse actualisée du site et les notes techniques donnant les méthodes d’exécution proposées pour les ouvrages géotechniques

(notamment terrassements, soutènements, fondations, dispositions vis-à-vis des nappes et avoisinants) et les valeurs seuils associées, certainesnotes de calcul de dimensionnement niveau projet.

— Fournir une approche des quantités/délais/coûts d’exécution de ces ouvrages géotechniques et une identification des conséquences des risquesgéologiques résiduels.

Phase Assistance aux Contrats de Travaux— Établir les documents nécessaires à la consultation des entreprises pour l’exécution des ouvrages géotechniques (plans, notices techniques, cadre

de bordereau des prix et d’estimatif, planning prévisionnel).— Assister le client pour la sélection des entreprises et l’analyse technique des offres.

ÉTAPE 3 : EXÉCUTION DES OUVRAGES GÉOTECHNIQUES (G3 et G 4, distinctes et simultanées)ÉTUDE ET SUIVI GÉOTECHNIQUES D’EXÉCUTION (G3)

Se déroulant en 2 phases interactives et indissociables, elle permet de réduire les risques résiduels par la mise en œuvre à temps de mesuresd’adaptation ou d’optimisation. Elle est normalement confiée à l’entrepreneur.Phase Étude— Définir un programme d’investigations géotechniques spécifique, le réaliser ou en assurer le suivi technique, en exploiter les résultats.— Étudier dans le détail les ouvrages géotechniques : notamment validation des hypothèses géotechniques, définition et dimensionnement (calculs

justificatifs), méthodes et conditions d’exécution (phasages, suivis, contrôles, auscultations en fonction des valeurs seuils associées, dispositionsconstructives complémentaires éventuelles), élaborer le dossier géotechnique d’exécution.

Phase Suivi— Suivre le programme d’auscultation et l’exécution des ouvrages géotechniques, déclencher si nécessaire les dispositions constructives prédéfinies

en phase Etude.— Vérifier les données géotechniques par relevés lors des excavations et par un programme d’investigations géotechniques complémentaire si

nécessaire (le réaliser ou en assurer le suivi technique, en exploiter les résultats).— Participer à l’établissement du dossier de fin de travaux et des recommandations de maintenance des ouvrages géotechniques.SUPERVISION GÉOTECHNIQUE D’EXÉCUTION (G4)

Elle permet de vérifier la conformité aux objectifs du projet, de l’étude et du suivi géotechniques d’exécution. Elle est normalement à la charge du maîtred’ouvrage.Phase Supervision de l’étude d’exécution— Avis sur l’étude géotechnique d’exécution, sur les adaptations ou optimisations potentielles des ouvrages géotechniques proposées par

l’entrepreneur, sur le programme d’auscultation et les valeurs seuils associées.Phase Supervision du suivi d’exécution— Avis, par interventions ponctuelles sur le chantier, sur le contexte géotechnique tel qu’observé par l’entrepreneur, sur le comportement observé de

l’ouvrage et des avoisinants concernés et sur l’adaptation ou l’optimisation de l’ouvrage géotechnique proposée par l’entrepreneur.

DIAGNOSTIC GÉOTECHNIQUE (G5)

Pendant le déroulement d’un projet ou au cours de la vie d’un ouvrage, il peut être nécessaire de procéder, de façon strictement limitative, à l’étuded’un ou plusieurs éléments géotechniques spécifiques, dans le cadre d’une mission ponctuelle.— Définir, après enquête documentaire, un programme d’investigations géotechniques spécifique, le réaliser ou en assurer le suivi technique, en

exploiter les résultats.— Étudier un ou plusieurs éléments géotechniques spécifiques (par exemple soutènement, rabattement, causes géotechniques d’un désordre) dans

le cadre de ce diagnostic, mais sans aucune implication dans d’autres éléments géotechniques.

Des études géotechniques de projet et/ou d’exécution, de suivi et supervision, doivent être réalisées ultérieurement, conformément à l’enchaînementdes missions d’ingénierie géotechnique, si ce diagnostic conduit à modifier ou réaliser des travaux.

Boutique AFNOR pour : GEOLITHE le 15/11/2006 18:43

ANNEXE 2Implantation des reconnaissances sur plan

ANNEXE 3Résultats des investigations géophysiques

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10

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2800

2600

2400

2200

2000

1800

1600

1400

1200

1000

800

600

400

200

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lo-l

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Mo

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lo-l

imo

neu

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(et

con

glo

mér

ats

?)

ANNEXE 4Résultats des investigations destructives et essais de perméabilité

257307,2Y:

1105,7 mZ: 1 / 1Page:

N° AFFAIRE: 13-451

SP1Sondage :

Canal de GapClient :

Sondages pressiométriquesEtude :

889520,6X:

19/11/2013Date :

1 / 75Echelle:

Barrage du ChatelardPressiométriqueType de sondage:

Lithologie

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

14.0

15.0

1.5

Limons argileuxpeu graveleux

3.0

Graveslimoneuses

15.0

Morainesglaciaires

moyennement àconsolidés -

Gravesargileuses oulimoneuses

5.0

Niv

ea

u d

'ea

u

VIA (m/h)

0 100 200

PO (bar)

0 50 100

CR (bar)

0 50 100

Pf* (Mpa)

0.67

0.64

1.42

1.55

2.09

0.98

1.72

2.24

1.55

1.16

> 4.00

> 4.00

Pl* (Mpa)

0 5 10

0.93

1.34

1.88

2.48

3.73

2.24

2.91

3.61

2.94

2.76

> 6.00

> 5.00

Em (Mpa)

0 100 200

5.9

10.4

8.2

24.7

29.6

15.0

33.0

43.2

32.4

28.5

57.3

48.8

Em/Pl*

0 50 100

6

8

4

10

8

7

11

12

11

10

< 10

< 10

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UIP

EM

EN

T

REMARQUE:

257333Y:

1100,3 mZ: 1 / 2Page:

N° AFFAIRE: 13-451

SP2Sondage :



889322,3X:

20/11/2013Date :

1 / 105Echelle:


Lithologie

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

14.0

15.0

16.0

17.0

18.0

19.0

20.0

21.0

2.0

Limons argileux

3.5

Graveslimoneuses

21.2

Morainesglaciaires


Gravesargileuses oulimoneusescontenant

possiblementdes poches de

formationcharriées ou en

place

Niv

ea

u d

'ea

u

VIA (m/h)

0 100 200

PO (bar)

0 50 100

CR (bar)

0 50 100

Pf* (Mpa)

0.43

0.49

0.72

1.71

1.55

> 4.00

> 4.00

1.43

1.95

1.05

1.01

2.45

2.27

> 4.00

> 4.00

> 4.00

2.47

> 4.00

> 4.00

Pl* (Mpa)

0 5 10

0.66

0.87

1.66

2.97

3.26

> 4.00

> 5.00

2.79

4.19

2.21

2.27

4.29

4.98

> 5.00

> 6.00

> 6.00

5.01

> 6.00

> 6.00

Em (Mpa)

0 100 200

4.2

6.0

17.1

19.4

20.9

94.5

61.2

26.2

31.4

29.0

20.0

35.2

50.9

91.0

119.4

92.4

57.6

82.7

86.4

Em/Pl*

0 50 100

6

7

10

7

6

< 24

< 12

9

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13

9

8

10

< 18

< 20

< 15

11

< 14

< 14

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EM

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T

Lecture niveau d'eau non précise, forage à la boueREMARQUE:

257333Y:

1100,3 mZ: 2 / 2Page:

N° AFFAIRE: 13-451

SP2Sondage :



889322,3X:

20/11/2013Date :

1 / 105Echelle:


Lithologie

22.022.0

Morainesglaciaires...

Niv

ea

u d

'ea

u

VIA (m/h)

0 100 200

PO (bar)

0 50 100

CR (bar)

0 50 100

Pf* (Mpa)

Pl* (Mpa)

0 5 10

Em (Mpa)

0 100 200

Em/Pl*

0 50 100

OU

TIL

TU

BA

GE

EQ

UIP

EM

EN

T

Lecture niveau d'eau non précise, forage à la boueREMARQUE:

257422,9Y:

1101,9 mZ: 1 / 1Page:

N° AFFAIRE: 13-451

SP3Sondage :



889261,2X:

22/11/2013Date :

1 / 100Echelle:


Lithologie

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

14.0

15.0

16.0

17.0

18.0

19.0

20.0

2.0

Limons argileux

4.5

Graveslimoneuses

20.0

Morainesglaciaires



contenant despoches dematériaux

conglomératiquesen place ou

charriés

20.0

Graves dansune matrice

sablo-limoneusegrise clair -Matériaux

glaciaires ?

4.5

Niv

ea

u d

'ea

u

VIA (m/h)

0 100 200

PO (bar)

0 50 100

CR (bar)

0 50 100

Pf* (Mpa)

0.29

0.20

0.64

0.95

4.28

> 4.00

3.38

> 4.00

> 4.00

> 4.00

> 4.00

> 4.00

> 4.00

2.51

2.01

2.04

> 4.00

2.64

> 4.00

Pl* (Mpa)

0 5 10

0.67

0.71

1.45

2.22

> 5.00

> 6.00

> 5.00

> 6.00

> 6.00

> 6.00

> 5.00

> 6.00

> 6.00

5.16

4.18

3.26

> 6.00

5.37

> 6.00

Em (Mpa)

0 100 200

6.4

8.3

9.2

15.7

93.5

120.1

75.8

107.1

119.7

129.8

72.7

124.7

123.1

58.9

29.3

28.0

158.2

81.7

124.5

Em/Pl*

0 50 100

10

12

6

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< 19

< 20

< 15

< 18

< 20

< 22

< 15

< 21

< 21

11

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< 26

15

< 21

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UIP

EM

EN

T

REMARQUE:

257307,2Y:

1108,3 mZ: 1 / 1Page:

N° AFFAIRE: 13-451

SP4Sondage :



889355,9X:

03/12/2013Date :

1 / 75Echelle:


Lithologie

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

14.0

15.0

2.3

Limonsgraveleux

6.0

Graveslimoneuses

15.0

Morainesglaciaires



Niv

ea

u d

'ea

u

VIA (m/h)

0 75 150

PO (bar)

0 30 60

CR (bar)

0 75 150

Pf* (Mpa)

0.48

0.83

1.04

1.07

1.37

1.93

3.23

5.12

2.46

2.77

4.07

1.04

1.68

1.90

1.70

2.74

4.57

4.89

6.89

4.50

3.65

5.12

Pl* (Mpa)

0 5 10

Em (Mpa)

0 100 200

12.9

19.1

20.1

11.7

23.1

53.3

92.5

149.9

80.1

48.0

90.5

Em/Pl*

0 15 30

12

11

11

7

8

12

19

22

18

13

18

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ME

NT

Niveau d'eau fin de sondage à 3,50 m de profondeurREMARQUE:

257378,3Y:

1098,3 mZ: 1 / 1Page:

N° AFFAIRE: 13-451

SP5Sondage :



889325,2X:

04/12/2013Date :

1 / 75Echelle:


Lithologie

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

14.0

15.0

1.6

Limons peugraveleux

6.0

Graveslimoneuses

15.0

Morainesglaciaires



Niv

ea

u d

'ea

u

VIA (m/h)

0 75 150

PO (bar)

0 30 60

CR (bar)

0 75 150

Pf* (Mpa)

0.48

0.98

1.51

0.96

4.36

4.69

2.47

2.27

3.34

5.32

2.91

4.89

4.28

2.48

1.23

1.55

2.68

2.07

6.32

6.27

5.20

4.14

5.21

6.72

5.36

6.57

6.03

4.92

Pl* (Mpa)

0 5 10

Em (Mpa)

0 100 200

18.9

12.2

22.2

12.3

61.6

62.7

58.7

36.5

62.3

107.6

47.7

68.4

99.1

65.2

Em/Pl*

0 15 30

15

8

8

6

10

10

11

9

12

16

9

10

16

13

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6 m

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IL

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de

so

nd

ag

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QU

IPE

ME

NT

Forage à la boue polycol à partir de 4,50 m - pas de lecture de niveau d'eaupossible en fin de sondage

REMARQUE:

257342,8Y:

1096,7 mZ: 1 / 1Page:

N° AFFAIRE: 13-451

SP6Sondage :



889244,6X:

05/12/2013Date :

1 / 75Echelle:


Lithologie

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

14.0

15.0

3.5

Limons argileux

4.5

Graveslimoneuseslocalementsableuses

15.0

Morainesglaciaires



Niv

ea

u d

'ea

u

VIA (m/h)

0 75 150

PO (bar)

0 30 60

CR (bar)

0 75 150

Pf* (Mpa)

0.20

0.21

0.44

0.69

1.56

1.21

3.96

1.72

3.69

1.91

1.25

2.69

4.41

4.78

0.59

0.36

0.58

1.31

2.50

2.29

5.23

2.76

5.31

2.96

2.21

4.39

5.89

6.09

Pl* (Mpa)

0 5 10

Em (Mpa)

0 100 200

9.1

2.3

2.5

9.0

18.6

18.4

71.5

17.8

52.0

18.6

20.2

53.1

99.9

91.2

Em/Pl*

0 15 30

15

6

4

7

7

8

14

6

10

6

9

12

17

15

PD

C d

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6 m

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UT

IL

Au

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ag

eT

UB

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E

Au

cu

n é

qu

ipe

me

nt

de

so

nd

ag

eE

QU

IPE

ME

NT

Forage à la boue polycol à partir de 3,65 m de profondeur, pas de lecturepossible de niveau d'eau en fin de sondage.

REMARQUE:

GEOLITHE 181 rue des Bécasses

38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE

Client : Canal de Gap Coordonnées N° sondage : PM01N° affaire : 13-451 X : 44.55804799 Date sondage : 15/10/2013 Chantier : Barrage du Chatelar Y : 5.981497 Opérateur : EB

Z : 1104.1

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN

(nature, couleur, épaisseur, diamètre du plus gros élément (Dmax =))

OBSERVATIONS

(cailloux anguleux ou roulés, tenue

des parois,…)

0.00 Terre végétale

0.50

Grave limoneuse marron

1.00

1.50

2.00

2.50

Grave limono-argileuse gris noir Compact

3.00

3.50 X

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1104.1


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1109.4

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)


0.50

Grave limoneuse marron-beige, peu sableuse

1.00

1.50

2.00

2.50 X

3.00

3.50

4.00 X

Grave limono-argileuse gris-noir Compact 4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1109.4


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1107.1

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre végétale 0.50

1.00

Grave limoneuse, peu sableuse marron

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50 X

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1107.1


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1100.05

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre végétale

0.50


1.00

1.50 X

2.00

2.50 X

3.00

Grave limono-argileuse gris-noir Compact

3.50

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1100.05


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1098.4

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00


Grave limoneuse marron très humide

1.00

1.50

2.00

2.50 X

3.00

3.50

4.00

Grave limono-sableuse gris-noir Compact 4.50 X

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1098.4


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1099.1

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre végétale

0.50


1.00

X

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50


4.00 X

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1099.1


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1104.5

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00


1.00

Grave limono-sableuse marron

1.50 X

2.00

2.50 X

3.00


3.50

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1104.5


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1113.5

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00


1.00

Grave limoneuse marron , peu sableuse

1.50

2.00

2.50 X

3.00


3.50

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1113.5


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1105.6

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre vegetale 0.50

Grave limoneuse marron, peu sableuse

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50 X

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1105.6


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1100.8

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre vegetale 0.50

1.00

Limons argilo-graveleux marrons

1.50

2.00

2.50 X

3.00 X


3.50

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1100.8


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1113.3

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00


1.00


1.50

2.00

2.50

3.00

3.50 X

4.00

4.50


5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1113.3


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1105.3

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00



1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50

Gravce limono-argileuse gris-noir Compact

4.00

X

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1105.3


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1100.5

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00


Limons argileux marrons

1.00

1.50

2.00

2.50 X

3.00

Argile limoneuse beige avec passage noir riche en matière organique

3.50

4.00 X

4.50

5.00

Remarques : sondage stoppé à 4,30m en raison de la très mauvaise tenue des parois


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1100.5


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1114.4

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre vegetale

0.50


1.00

1.50

2.00

2.50


3.00

3.50

4.00 X

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1114.4


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1106.4

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00



1.00

1.50

2.00

2.50

3.00 X

3.50

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1106.4


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1100.9

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)


0.50


1.00

1.50

2.00

2.50

X

3.00 X

Grave limono-argileuse gris 3.50

4.00

Grave limono-argileuse noire 4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1100.9


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1114.05

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)


0.50


1.00

1.50

2.00


X

2.50

3.00

3.50

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1114.05


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1106.4

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)


0.50


1.00

1.50

2.00 X

2.50

Grave limono-argileuse gris-noir

3.00

3.50

4.00 X

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1106.4


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1101.2

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre végétale

0.50


1.00

1.50

2.00

2.50 X

3.00

Argile limoneuse beige-marron avec traces de matière organique

3.50

4.00 X

4.50

5.00

Remarques : sondage stoppé à 4,20m en raison de la très mauvaise tenue des parois


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1101.2


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1114.4

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)


0.50


1.00

1.50

2.00

2.50 X

3.00


3.50

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1114.4


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1106.95

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre végétale

0.50


1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50 X

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1106.95


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1103.95

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre végétale

0.50


1.00

1.50

2.00


2.50

3.00 X

3.50

Grave limono-agrileuse gris-noir Compact

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1103.95


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1114.6

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00

Terre végétale

0.50


1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50 X

4.00

4.50


5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1114.6


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1108.05

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00



1.00

1.50


2.00

2.50

3.00

3.50

4.00

Grave limono-argileuse gris-noir Compact 4.50 X

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1108.05


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1110.05

Arr

ivée d

'eau

Pré

lèvem

en

ts

Pro

fon

deu

r

NATURE DU TERRAIN


OBSERVATIONS


des parois,…)

0.00



1.00

1.50

2.00

2.50

X

3.00

3.50

4.00

4.50

5.00

Remarques :


38920 CROLLES Tél. 04 76 92 22 22

SONDAGE A LA PELLE


Z : 1110.05

Peu

hum

ide

Argile graveleuse (20 à 30% de petites graves

Com

pac

tPeu

com

pac

tPeu

com

pac

t

gri

se

Grave argileuse avec débris schisteux

Hu

mid

ité

RQ

D

Terre végétale avec présence de brins d'herbe et de racines. Limons légèrement argileux

Grave argileuse avec quelques blocs décimétriques

mar

ron c

laire

Com

pac

t

Grave argileuse avec quelques graves roulées

DCOpérateur :

SC1N° sondage :

09-déc.-13

34

14.00

Eta

t d

es

caro

ttes

Co

ule

ur

matr

ice

67

57

59

bru

ne

Grave argileuse avec plus gros éléments, un peu plus de matrice

Grave argileuse avec petits galets roulés et très peu de matrice limoneuse

67

67

34

13.00

12.00

40

Chantier :

Pro

fon

deu

r

72

94

1.00

2.00

Recu

p %

Méth

od

e Ø

et

éq

uip

em

en

t

Barrage du Chatelard Coordonnées

Canal de Gap Date sondage :X : 889 420.40

41

13-451N° affaire :

Description géologique et géotechnique

7.00

6.00

3.00

4.00

5.00

Car

ott

age

par

vib

rofo

nça

ge,

car

ott

ier

échan

tillo

nneu

r Ø

100 m

m d

e 0 à

3 m

puis

tubage

à l'O

dex

Ø115 m

m d

e 3 à

15 m

de

pro

fondeu

r. E

quip

emen

t du

sondage

en t

ube

pié

zom

étrique

Ø50m

m,

crép

iné

de

0 à

4 m

puis

ple

in d

e 4 à

15 m

. M

ass

if filt

rant

en g

rave

ttes

2/4

mm

et

capot

de

pro

tect

ion

11.00

10.00

8.00

15.00

257319.4

Z : 1099.7

Client :

9.00

SONDAGE CAROTTEGEOLITHE

181 rue des Bécasses

38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

0%

hum

ide

Y :

09-déc.-13

DC

38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

N° sondage :

Date sondage :

GEOLITHE

181 rue des Bécasses SONDAGE CAROTTE

SC1

Opérateur :N° affaire :

Chantier :

Client :

Barrage du Chatelard

Canal de Gap

13-451

3.50 m2 m

2 m1 m

0 m 1 m

Chantier : Barrage du Chatelard N° sondage : SC1

GEOLITHE

SONDAGE CAROTTE181 rue des Bécasses

38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

N° affaire : 13-451 Opérateur : DC

Client : Canal de Gap Date sondage : 09-déc.-13

3.50 m

7 m5 m

5 m

8.50 m7 m


GEOLITHE


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22



8.50 m 10 m

10 m 11.50 m

13 m11.50 m


GEOLITHE


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22



13 m 15 m

très

hum

ide

45

53

55

52

53

50

57

Sable graveleux, débris de calcaire et de schiste, Dmax= 1 cm

noir

eGrave sableuse, beaucoup de galets infracentimétriques roulés,

Dmax=3 cm

Grave peu argilo-limoneuse, galets centimétriques, Dmax=2 cm

Peu

com

pac

t

noir

e -

gri

se

Argile graveleuse, Dmax= 1,5 cm

Com

pac

tC

om

pac

t

mar

ron

Sable graveleux, grave anguleux, Dmax=1,5 cm

Com

pa

ct

Argile graveleuse, galets pluri-millimétriques, Dmax= 1,5 cm

gri

se

Chantier :

Client :

Recu

p %

Méth

od

e Ø

et

éq

uip

em

en

t

13-451P

rofo

nd

eu

r


DCN° affaire : Opérateur :

257369

Z : 1098.3

889 274.90Canal de Gap



38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

Y :Date sondage : 02-déc.-13

4.00

Eta

t d

es

caro

ttes

Co

ule

ur

matr

ice

Barrage du Chatelard Coordonnées N° sondage : SC2X :

Hu

mid

ité

RQ

D0%

hum

ide

5.00

6.00

7.00

8.00

9.00

1.00

2.00

3.00

10.00

11.00

12.00

13.00

Car

ott

age

par

vib

rofo

nça

ge,

car

ott

ier

échan

tillo

nneu

r Ø

100 m

m d

e 0 à

2 m

puis

tubag

e à

l'Odex

Ø115 m

m

de

2 à

15 m

de

pro

fondeu

r. E

quip

emen

t du s

ondag

e en

tube

pié

zom

étrique

Ø50m

m,

crép

iné

de

0 à

4 m

puis

ple

in d

e 4 à

15 m

. M

assi

f filtra

nt

en g

rave

ttes

2/4

mm

et

capot

de

pro

tect

ion

hum

ide

51

90

Peu

com

pac

t

14.00

15.00

Grave argileuse, Dmax= 3cm

Com

pac

t

noir

e

02-déc.-13

DC

38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

N° sondage :

Date sondage :

13-451 Opérateur :N° affaire :

Chantier :

Client :


Canal de Gap

GEOLITHE


SC2

3.50 m2 m

2 m1 m

0 m 1 m

GEOLITHE


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22




3.50 m

7 m5.50 m

5.50 m

8.50 m7 m

GEOLITHE


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22




8.50 m 10 m

10 m 11.50 m

11.50 m 13 m

GEOLITHE


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22




13 m 15 m

67

13.00

14.00

15.00

7.00

0%

8.00

9.00

10.00

11.00

12.00

Grave limoneuse, galets roulés, Dmax=1,5 cm.

hum

ide

4.00

5.00

6.00

95

1.00

2.00

3.00

100

43

Eta

t d

es

caro

ttes

Co

ule

ur

matr

ice

Barrage du Chatelard Coordonnées N° sondage : SC3X :

Hu

mid

ité

RQ

D

889 293.00Canal de Gap



38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

Y :Date sondage : 04-déc.-13

Opérateur :

257481.6

Z : 1103.58

hum

ide

Chantier :

Client :

Recu

p %

Méth

od

e Ø

et

éq

uip

em

en

t

13-451P

rofo

nd

eu

r


DCN° affaire :

Limon avec 10 à 20% de cailloux millimétriques, Dmax=1

cm.

Grave argileuse, galets anguleux pluri-millimétriques, Dmax=2 cm. g

rise

Bloc calcaire de 3-5 cm, Dmax=10 cm. Limons très fermes de 2,7 à 2,8 m. B

loc

mar

ron

clai

r

Limon graveleux, 20 à 30% de graves, graves

centimétriques, Dmax=7 cm. bru

ne

mar

ron

Com

pac

t

Grave peu sableuse, galets pluri-millimétriques anguleux et roulés, débris de calcaire et de schiste.

Peu

com

pac

tGrave argileuse, galets anguleux pluri-millimétriques, Dmax=2 cm.

Grave peu sableuse, galets anguleux, Dmax=2 cm.

56

Grave limoneuse, galets pluri-millimétriques anguleux, Dmax=2 cm, débris de calcaire et de schiste.

Peu

com

pac

t

57

67

55

Car

ott

age

par

vib

rofo

nça

ge,

car

ott

ier

échan

tillo

nneu

r Ø

100 m

m d

e 0 à

3 m

puis

tubag

e à

l'Odex

Ø115 m

m d

e 3 à

15 m

de

pro

fondeu

r. E

quip

emen

t du s

ondag

e en

tube

pié

zom

étrique

Ø50m

m,

crép

iné

de

0 à

4 m

puis

ple

in d

e 4 à

15 m

. M

assi

f filtra

nt

en g

rave

ttes

2/4

mm

et

capot

de

pro

tect

ion

Com

pac

t

Grave limoneuse, galets pluri-millimétriques, Dmax=1 cm.

Com

pac

t

Peu

hum

ide

hum

ide

gri

se n

oir

eM

arro

n c

lair

GEOLITHE


SC3

N° affaire :

Chantier :

Client :


Canal de Gap 04-déc.-13

DC

38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

N° sondage :

Date sondage :

13-451 Opérateur :

2 m

2 m1 m

0 m 1 m

6 m3 m

3 m




GEOLITHE


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

9 m7.50 m

7.50 m

9 m

6 m

10.50 m




GEOLITHE


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

12 m

15 m

10.50 m

13.50 m12 m

13.50 m

email : [email protected]

Diamètre de la sphère de surface équivalente

Coefficient de perméabilité

K =

0.011DEBIT MOYEN

Date de l'essai :

Profondeur de l'essai : 2.5 - 3 m

N° de dossier :Référence du sondage : SC1

13-451

0.017

Profondeur de forage (H):Cote tubage/TN (Ht):Longueur de la cavité (L):

50 3 0.010

DEBIT MAX

0.468 m

0.50 m0.50 m

Cote de la cavité/TN (Hc):

0.007DEBIT MIN

45 3

55 2 0.00760 2 0.007

Cote inf de la cavité/TN: 2.50 m

3.00 m

Cote sup de la cavité/TN: 3.00 m

Diamètre de forage (B): 146 mmDiamètre intérieur tubage (b): 115 mm

0.010

Hauteur d'eau h

35 3 0.01040 3 0.010

30 3 0.010

4 0.01320 3 0.01025 3 0.010

4 1 0.0175 0.5 0.008

2 1 0.0173 0.5 0.008

10 4 0.01315

Temps(min)

Volumeinjecté (l)

Débit Q (l/s)

1 1 0.017

1.52E-06 m/s

Dépouillement de l'essai selon la variante Nasberg del'essai Lefranc, en régime permanent, selon la formule approchée de Cassan.

Essais NASBERG

A la demande et pour le compte de Canal de Gap

2.75 m


3.00 m

05/12/2013

Variante Nasberg

Bureau d'Ingénieurs Conseils

PARAMETRES DU SONDAGE

Chantier :

181, rue des BécassesCidex 112F - 38920 Crolles

tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23

Débit d'injection / temps

0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�




K =


Chantier :


tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23

2.17E-06 m/s

Dépouillement de l'essai selon la variante Nasberg de l'essai Lefranc, en régime permanent, selon la formule approchée de Cassan.

Essais NASBERG


6.25 m


6.75 m

05/12/2013

Variante Nasberg


Temps (min)

Volume injecté (l)

Débit Q (l/s)

1 3 0.050

10 9 0.03015

2 2 0.0333 1 0.0174 2 0.0335 2 0.033

0.043

13 0.04320 14 0.04725 13 0.043

0.037

Hauteur d'eau h

35 12 0.04040 11 0.037

30 13



6.50 m


0.04060 12 0.040

45 11

55 12

0.017DEBIT MIN

0.468 m

0.50 m0.50 m


0.050


50 11 0.037

DEBIT MAX0.038DEBIT MOYEN

Date de l'essai :

Profondeur de l'essai : 6 - 6.5 m


13-451


0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�




K =

09/12/2013

Variante Nasberg



tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23


Chantier :

2.34E-07 m/s


Essais Lefranc à charge constante


9.25 m

0.468 m

0.50 m0.50 m

Date de l'essai :Barrage du Chatelard

Temps (min)

Volume injecté (l)

Débit Q (l/s)

1 63312 6332 0.0173 6333 0.017

0.007

10 6335 0.00715

4 6333 0.0005 6333 0.000

30 6341 0.007

6336 0.00320 6337 0.00325 6339

45 6346 0.007

Hauteur d'eau h

35 6343 0.00740 6344 0.003


Cote inf de la cavité/TN: 9.00 mCote sup de la cavité/TN: 9.50 m

55 6349 0.00360 6350 0.003

DEBIT MOYEN

9.75 m

0.000DEBIT MIN

9.50 m


0.017


50 6348 0.007

DEBIT MAX0.006

Profondeur de l'essai : 9.25 m


13-451


0

0.05

0.1

0.15

0.2

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�




K =

28/11/2013

Variante Nasberg



tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23


Chantier :

5.55E-06 m/s




3.25 m

0.468 m

0.50 m0.50 m


Temps(min)

Volumeinjecté (l)

Débit Q (l/s)

1 52152 5217 0.0333 5220 0.050

0.040

10 5248 0.04715

4 5222 0.0335 5234 0.200

30 5297 0.040

5261 0.04320 5273 0.04025 5285

45 5333 0.043

Hauteur d'eau h

35 5309 0.04040 5320 0.037



55 5358 0.04360 5370 0.040

DEBIT MOYEN

3.75 m

0.033DEBIT MIN

3.50 m


0.200


50 5345 0.040

DEBIT MAX0.051



13-451


0

0.05

0.1

0.15

0.2

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�




K =

28/11/2013

Variante Nasberg



tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23


Chantier :

1.89E-05 m/s




6.25 m

0.468 m

0.50 m0.50 m


Temps(min)

Volumeinjecté (l)

Débit Q (l/s)

1 92002 9225 0.4173 9240 0.250

0.320

10 9352 0.24315

4 9258 0.3005 9279 0.350

30 9758 0.307

9466 0.38020 9570 0.34725 9666

45 10059 0.370

Hauteur d'eau h

35 9865 0.35740 9948 0.277



55 10247 0.36360 10362 0.383

DEBIT MOYEN

6.75 m

0.243DEBIT MIN

6.50 m


0.417


50 10138 0.263

DEBIT MAX0.328



13-451


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�




K =

28/11/2013

Variante Nasberg



tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23


Chantier :

7.96E-07 m/s




9.25 m

0.468 m

0.50 m0.50 m


Temps(min)

Volumeinjecté (l)

Débit Q (l/s)

1 55272 5529 0.0333 5531 0.033

0.020

10 5540 0.02315

4 5532 0.0175 5533 0.017

30 5565 0.020

5547 0.02320 5553 0.02025 5559

45 5578 0.017

Hauteur d'eau h

35 5569 0.01340 5573 0.013



55 5590 0.02060 5595 0.017

DEBIT MOYEN

9.75 m

0.013DEBIT MIN

9.50 m


0.033


50 5584 0.020

DEBIT MAX0.020



13-451


0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�




K =

0.099DEBIT MOYEN

Date de l'essai :



13-451

0.117


50 30 0.100

DEBIT MAX

0.468 m

0.50 m0.50 m


0.083DEBIT MIN

45 29

55 30 0.10060 31 0.103


3.50 m



0.097

Hauteur d'eau h

35 31 0.10340 29 0.097

30 30 0.100

29 0.09720 29 0.09725 30 0.100

4 6 0.1005 6 0.100

2 5 0.0833 6 0.100

10 28 0.09315

Temps (min)

Volume injecté (l)

Débit Q (l/s)

1 7 0.117

1.07E-05 m/s


Essais NASBERG


3.25 m


3.75 m

26/11/2013

Variante Nasberg



Chantier :


tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23


0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�




K =


Chantier :


tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23

2.62E-06 m/s


Essais NASBERG


6.25 m


6.75 m

26/11/2013

Variante Nasberg


Temps (min)

Volume injecté (l)

Débit Q (l/s)

1 3 0.050

10 15 0.05015

2 3 0.0503 2 0.0334 4 0.0675 3 0.050

0.057

15 0.05020 15 0.05025 16 0.053

0.010

Hauteur d'eau h

35 15 0.05040 16 0.053

30 17



6.50 m


0.05060 4 0.013

45 3

55 15

0.010DEBIT MIN

0.468 m

0.50 m0.50 m


0.067


50 13 0.043


Date de l'essai :



13-451


0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�




K =


Chantier :


tél : 04 76 92 22 22 ; fax : 04 76 92 22 23

2.25E-06 m/s


Essais NASBERG


9.25 m


9.75 m

26/11/2013

Variante Nasberg


Temps(min)

Volumeinjecté (l)

Débit Q (l/s)

1 4 0.067

10 19 0.06315

2 4 0.0673 5 0.0834 3 0.0505 4 0.067

0.047

18 0.06020 15 0.05025 16 0.053

0.053

Hauteur d'eau h

35 16 0.05340 15 0.050

30 14



9.50 m


0.05760 16 0.053

45 16

55 17

0.047DEBIT MIN

0.468 m

0.50 m0.50 m


0.083


50 16 0.053


Date de l'essai :



13-451


0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0 10 20 30 40 50 60 70

Temps (minutes)

Dé

bit

in

jec

té (

l/s

)

2

1161²

8

�

� �

��

�

DhD

QK

�

ANNEXE 5Résultats des essais laboratoire

Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

90.6% IC

83 6% IL

95.9% WP

92.1% IP

100.0% Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.4595.9%

Limites d'Atterberg NF P 94-051

WL

Identification visuelleNature des matériaux


Teneur en eau NF P 94-050 Wn % 9.04%

ANALYSE GRANULOMETRIQUE (NF P 94-056 et NF P 94-057) AUTRES PARAMETRES D'IDENTIFICATIONPassant Essais Normes Param. Valeurs

CLASSIFICATION DES MATERIAUX (NF P 11-300)

Provenance de l'échantillon : PM01 Date de prélèvement : 15/10/13

Profondeur de l'échantillon : 3.50 m Date de l'essai : 23/10/13

38920 CROLLES

Client : Canal de Gap Opérateur : MC/RCTél. 04 76 92 22 22

GEOLITHE

Chantier : Barrage du Chatelard N° dossier : 13-451181 rue des Bécasses

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521

0.50.20.1 Micro Deval avec eau0.08 Coef. Friabilité sables0.066 Coef. Fragmentabilité0.047 Coef. Dégradabilité0.034

0.021

0.016

0.011

0.008

0.006

0.004

0.001

C1B5

54.7%Passant à 2mm sur fraction 0/50

Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

32.7%

Analyse granulométrique

15.9%12.4%8.8%

Matière organique

21.4% Facteur d'uniformité Cu18.3%

CLASSIFICATION GTR :

Norme NF P 11-300

25.7%23.2%

MO

Facteur de courbure Cc

29.3% NF P 94-067 DGD maxPassant à 0,08mm sur fraction 0/50

80.0 mm28.1% NF P 94-055

31.3% NF P 18-576 FS30.5% NF P 94-066 FR

36.1% Los Angeles NF EN 1097-1 LA32.2% NF EN 1097-2 MDE

An

aly

se g

ran

46.5% Indice Portant Immédiat (IPI)

NF P 94-078�d

42.0% IPI

62.8% WOPN

52.4% Wn/WOPN

73.6% Equivalent de sable NF P 19-058 ES71.2%

Proctor (0/20 mm) NF P 94-093�OPN

83.6% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am

Ouverture des tamis (mm)

Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES





ANALYSE GRANULOMETRIQUE (NF P 94-056 et NF P 94-057) AUTRES PARAMETRES D'IDENTIFICATIONPassant Essais Normes Param. Valeurs100.0% Identification visuelle

Nature des matériauxGrave limoneuse marron

91.9%91.9% Teneur en eau NF P 94-050 Wn % 11.17%84.8% Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.5084.8%


WL

84.1% WP

82.0% IP

81.0% IC

77 4% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.012

0.008

0.006

0.003

0.002

77.4% IL



61.4% WOPN

51.8% Wn/WOPN


NF P 94-078�d

40.5% IPI34.4% Los Angeles NF EN 1097-1 LA30.4% NF EN 1097-2 MDE

An

aly

se g

ran

25.4% NF P 94-055

29.5% NF P 18-576 FS28.8% NF P 94-066 FR

23.0%20.7%

MO



200.0 mm

13.7%11.6%8.0%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1B5


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

35.0%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

83.9% IC

77 1% IL

88.8% WP

86.1% IP



WL


Grave limoneuse marron100.0%91.4% Teneur en eau NF P 94-050 Wn % 11.19%





38920 CROLLES


GEOLITHE


40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.003

0.001

C1B5


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

32.3%


15.5%12.0%8.9%

Matière organique



Norme NF P 11-300

23.9%21.7%

MO



150.0 mm25.1% NF P 94-055

28.7% NF P 18-576 FS27.3% NF P 94-066 FR


An

aly

se g

ran


NF P 94-078�d

37.9% IPI

52.7% WOPN

46.3% Wn/WOPN



77.1% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES








100.0% Teneur en eau NF P 94-050 Wn % 12.31%92.5% Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.6790.2%


WL

90.2% WP

87.7% IP

85.4% IC

80 2% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.012

0.008

0.006

0.004

0.002

80.2% IL



65.0% WOPN

56.4% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

30.8% NF P 94-055

34.5% NF P 18-576 FS33.5% NF P 94-066 FR

28.1%26.0%

MO



100.0 mm

18.0%14.6%8.4%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

38.3%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES







Grave limono-sableuse gris-noir

Teneur en eau NF P 94-050 Wn % 10.12%Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.35

100.0%


WL

97.6% WP

96.8% IP

92.9% IC

85 8% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.012

0.008

0.006

0.004

0.002

85.8% IL



63.5% WOPN

53.3% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

22.2% NF P 94-055

25.7% NF P 18-576 FS24.2% NF P 94-066 FR

19.2%17.1%

MO



63.0 mm

11.5%9.0%5.8%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1B5


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

26.4%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES








Teneur en eau NF P 94-050 Wn % 13.57%100.0% Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.4798.2%


WL

93.4% WP

89.4% IP

86.7% IC

82 5% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.016

0.011

0.008

0.006

0.004

0.002

82.5% IL



65.8% WOPN

56.9% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

25.4% NF P 94-055

29.1% NF P 18-576 FS27.7% NF P 94-066 FR

23.1%20.9%

MO



80.0 mm

14.6%11.6%8.0%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1B5


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

31.1%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

90.6% IC

85 7% IL

96.3% WP

93.9% IP



WL








38920 CROLLES


GEOLITHE


40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.004

0.004

0.002

C1B5


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

27.0%


11.1%10.5%5.3%

Matière organique



Norme NF P 11-300

21.9%19.8%

MO



80.0 mm24.0% NF P 94-055

26.0% NF P 18-576 FS26.0% NF P 94-066 FR


An

aly

se g

ran


NF P 94-078�d

37.9% IPI

60.4% WOPN

50.3% Wn/WOPN



85.7% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

96.5% IC

91 1% IL

98.7% WP

97.4% IP

Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.59100.0%


WL








38920 CROLLES


GEOLITHE


40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.003

0.002

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

39.9%


22.4%17.7%11.6%

Matière organique



Norme NF P 11-300

34.0%32.5%

MO



63.0 mm37.1% NF P 94-055

39.4% NF P 18-576 FS39.4% NF P 94-066 FR


An

aly

se g

ran


NF P 94-078�d

50.4% IPI

70.8% WOPN

61.3% Wn/WOPN



91.1% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

93.4% IC

87 5% IL

95.0% WP

95.0% IP



WL








38920 CROLLES


GEOLITHE


40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.011

0.008

0.006

0.004

0.001

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

41.6%


23.8%18.5%12.6%

Matière organique



Norme NF P 11-300

34.4%32.9%

MO



63.0 mm36.8% NF P 94-055

39.6% NF P 18-576 FS39.1% NF P 94-066 FR


An

aly

se g

ran


NF P 94-078�d

50.7% IPI

71.5% WOPN

61.6% Wn/WOPN



87.5% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES







Limons argilo-graveleux marrons



WL 54WP 33IP 21

100.0% IC 1.2199 8% IL -0 21n

ulo

métr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.005

0.003

0.001

99.8% IL -0.2199.8% Equivalent de sable NF P 19-058 ES98.9%


98.1% WOPN

94.6% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

71.2% NF P 94-055

76.5% NF P 18-576 FS75.7% NF P 94-066 FR

69.7%65.1%

MO



31.5 mm

48.2%42.1%30.3%

Matière organique



Norme NF P 11-300

A2s


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

76.5%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

95.5% IC

91 3% IL

97.1% WP

95.8% IP



WL








38920 CROLLES


GEOLITHE


40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.011

0.008

0.006

0.004

0.002

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

42.8%


22.0%17.7%11.6%

Matière organique



Norme NF P 11-300

34.2%31.8%

MO



63.0 mm37.5% NF P 94-055

41.5% NF P 18-576 FS40.8% NF P 94-066 FR


An

aly

se g

ran


NF P 94-078�d

53.9% IPI

75.6% WOPN

65.6% Wn/WOPN



91.3% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES










WL

88.5% WP

87.4% IP

85.0% IC

82 0% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.012

0.008

0.006

0.004

0.002

82.0% IL


Proctor (0/20 mm) NF P 94-093�OPN 2.11 t/m3

73.5% WOPN 9.74%65.6% Wn/WOPN 1.059.8% Indice Portant

Immédiat (IPI)NF P 94-078

�d 2.11 t/m354.7% IPI 447.9% Los Angeles NF EN 1097-1 LA43.1% NF EN 1097-2 MDE

An

aly

se g

ran

38.0% NF P 94-055

42.0% NF P 18-576 FS41.3% NF P 94-066 FR

34.7%33.1%

MO



100.0 mm

22.3%18.4%11.6%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1A1h


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

47.5%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES







Argile limono-graveleuse beige



WL

94.1% WP

94.1% IP

94.1% IC

92 4% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.011

0.008

0.006

0.004

0.002

92.4% IL



89.5% WOPN

84.9% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

59.8% NF P 94-055

67.2% NF P 18-576 FS65.1% NF P 94-066 FR

57.1%54.5%

MO



100.0 mm

38.5%31.1%18.1%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

71.5%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES





ANALYSE GRANULOMETRIQUE (NF P 94-056 et NF P 94-057) AUTRES PARAMETRES D'IDENTIFICATIONPassant Essais Normes Param. Valeurs100.0% Identification visuelle

Nature des matériauxGrave limono-argileuse gris-noir

88.8%88.8% Teneur en eau NF P 94-050 Wn % 9.59%88.8% Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.7688.8%


WL

88.8% WP

86.7% IP

85.6% IC

82 5% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.011

0.008

0.006

0.004

0.002

82.5% IL



73.0% WOPN

65.0% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

39.7% NF P 94-055

43.7% NF P 18-576 FS43.1% NF P 94-066 FR

36.2%34.5%

MO



200.0 mm

23.5%18.5%12.7%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

49.2%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES









100.0%


WL

98.1% WP

97.6% IP

94.9% IC

89 7% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.012

0.008

0.006

0.003

0.001

89.7% IL



65.4% WOPN

56.3% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

31.5% NF P 94-055

34.4% NF P 18-576 FS34.3% NF P 94-066 FR

28.8%27.4%

MO



63.0 mm

19.6%14.9%10.9%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

35.1%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES










WL 44WP 29IP 15

100.0% IC 0.9399 3% IL 0 07n

ulo

métr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.004

0.001

99.3% IL 0.0799.3% Equivalent de sable NF P 19-058 ES98.0%


96.7% WOPN

94.2% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

60.1% NF P 94-055

64.6% NF P 18-576 FS63.9% NF P 94-066 FR

57.6%55.1%

MO



31.5 mm

39.9%31.1%22.0%

Matière organique



Norme NF P 11-300

A2h


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

64.6%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES







Grave limono-argileuse gris-noir100.0%94.2% Teneur en eau NF P 94-050 Wn % 8.85%94.2% Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.3894.2%


WL

92.1% WP

91.3% IP

88.1% IC

80 8% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.012

0.008

0.006

0.004

0.002

80.8% IL


Proctor (0/20 mm) NF P 94-093�OPN 2.18 t/m3

58.2% WOPN 8.95%49.8% Wn/WOPN 1.046.8% Indice Portant

Immédiat (IPI)NF P 94-078

�d 2.18 t/m338.9% IPI 432.9% Los Angeles NF EN 1097-1 LA29.2% NF EN 1097-2 MDE

An

aly

se g

ran

25.7% NF P 94-055

28.5% NF P 18-576 FS28.0% NF P 94-066 FR

23.5%22.4%

MO



150.0 mm

15.1%11.3%7.9%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1B5th


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

30.9%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES







Grave limono-sableuse



WL

97.8% WP

95.8% IP

93.3% IC

86 7% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.004

0.001

86.7% IL



73.3% WOPN

62.9% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

27.9% NF P 94-055

29.7% NF P 18-576 FS29.7% NF P 94-066 FR

25.6%23.3%

MO



80.0 mm

16.3%13.9%9.3%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1B5


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

30.3%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES









100.0%


WL

99.0% WP

97.1% IP

95.7% IC

90 7% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.011

0.008

0.006

0.004

0.002

90.7% IL



67.3% WOPN

57.2% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

28.9% NF P 94-055

31.9% NF P 18-576 FS31.4% NF P 94-066 FR

25.1%23.9%

MO



63.0 mm

16.3%13.1%9.4%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1B5


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

32.2%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

91.3% IC

86 9% IL

95.4% WP

93.2% IP



WL








38920 CROLLES


GEOLITHE


40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.022

0.016

0.012

0.008

0.006

0.004

0.002

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

35.9%


17.8%13.8%9.2%

Matière organique



Norme NF P 11-300

27.1%25.1%

MO



80.0 mm29.8% NF P 94-055

34.2% NF P 18-576 FS32.5% NF P 94-066 FR


An

aly

se g

ran


NF P 94-078�d

46.7% IPI

71.7% WOPN

60.5% Wn/WOPN



86.9% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES









100.0%


WL

97.0% WP

93.6% IP

90.2% IC

85 4% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.003

0.001

85.4% IL



71.0% WOPN

61.2% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

35.0% NF P 94-055

37.3% NF P 18-576 FS37.2% NF P 94-066 FR

33.6%30.7%

MO



63.0 mm

21.8%17.4%11.7%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

38.5%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

92.2% IC

87 4% IL

96.4% WP

94.1% IP



WL








38920 CROLLES


GEOLITHE


40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.003

0.001

C1A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

49.3%


30.2%24.3%18.7%

Matière organique



Norme NF P 11-300

43.6%39.8%

MO



63.0 mm44.5% NF P 94-055

47.6% NF P 18-576 FS46.4% NF P 94-066 FR


An

aly

se g

ran


NF P 94-078�d

62.2% IPI

79.5% WOPN

71.6% Wn/WOPN



87.4% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520 n

ulo

métr

iqu

e

94.5% IC

90 8% IL

100.0% WP

95.5% IP

Valeur au bleu NF P 94-068 VBS 0.71


WL


Limons graveleux






38920 CROLLES


GEOLITHE


40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.003

0.001

A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

39.7%


23.6%18.7%14.0%

Matière organique



Norme NF P 11-300

33.0%31.5%

MO



50.0 mm36.2% NF P 94-055

39.7% NF P 18-576 FS39.3% NF P 94-066 FR


An

aly

se g

ran


NF P 94-078�d

50.5% IPI

70.1% WOPN

61.3% Wn/WOPN



90.8% IL

0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES







Limons argileux, un peu graveleux gris



WL

WP

100.0% IP

99.2% IC

95 9% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.003

0.001

95.9% IL



81.4% WOPN

74.5% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

52.1% NF P 94-055

55.1% NF P 18-576 FS55.0% NF P 94-066 FR

49.9%47.7%

MO



40.0 mm

33.6%27.0%18.3%

Matière organique



Norme NF P 11-300

A1


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

55.1%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Tamis20015010080635040

31.520

GEOLITHE


38920 CROLLES










WL

88.2% WP

85.3% IP

83.3% IC

76 3% ILnu

lom

étr

iqu

e

40

50

60

70

80

90

100

du t

amis

at c

um

ulé

2012.510521


0.021

0.015

0.011

0.008

0.006

0.003

0.002

76.3% IL



56.7% WOPN

46.2% Wn/WOPN


NF P 94-078�d


An

aly

se g

ran

23.0% NF P 94-055

24.5% NF P 18-576 FS24.5% NF P 94-066 FR

21.1%19.7%

MO



80.0 mm

13.9%10.9%7.7%

Matière organique



Norme NF P 11-300

C1B5


Séd

imen

tom

étr

ie

Observation :

27.7%


0

10

20

30

40

50

0.001 0.01 0.1 1 10 100

Pou

rcen

tage

du t

am


Masse volumique apparente moyenne = 2.02 t/m3

273 g7-8,5 m grave sablo-limoneuse grise 154 cm3 297 g 1.78 t/m3

SC2 11,5-13 m grave limono-sableuse grise 154 cm3 297 g 625 g 328 g 2.14 t/m3

SC2 570 g

325 g 2.12 t/m3

SC2 0-1 m limons bruns peu graveleux 154 cm3 297 g 556 g 259 g 1.69 t/m3

SC2 3,5-5,5 m grave limono-sableuse grise 154 cm3 297 g 622 g

SC3 0-1 m grave limono-argileuse beige => trop gros cailloux

297 g 599 g 302 g 1.97 t/m3SC3 9-10,5 m grave sablo-limoneuse beige 154 cm3

297 g 617 g 320 g 2.08 t/m3SC1 1-2 m grave limono-argileuse beige 154 cm3

297 g 640 g 343 g 2.23 t/m3SC1 2-3 m grave limono-argileuse grise 154 cm3

297 g 630 g 333 g 2.17 t/m3SC1 5-7 m grave limono-argileuse grise 154 cm3

13-451

Volume dumoule

Provenance Profondeur Identification visuelle rMasse ech.Masse ech.+ moule

Masse du moule

Date de prélèvement :

GEOLITHE


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

MASSE VOLUMIQUE APPARENTE - METHODE DU MOULE (NF P 94-053)

Chantier :

Client :

Barrage du Chatelard N° dossier :

12/12/13

Canal de Provence Opérateur : CS

02-09/12/2013 Date de l'essai :

Teneur en eau naturelle :Limons argileux marronsNature des matériaux :

Nombre de coups N

Teneur en eau 44.7% 43.8% 43.6% 42.2%

2ème essai

22 26 27 34

28.5% 29.4%

2.9 m Date de l'essai :

2ème essai

LIMITE DE PLASTICITE

1er essai

30.06 %

LIMITE DE LIQUIDITE

3ème essai 4ème essai1er essai

GEOLITHEChantier : Barrage du Chatelard N° dossier : 13-451

181 Rue des Bécasses

02/12/13

38920 CROLLES

Client : Canal de Gap Opérateur : CSTél. 04 76 92 22 22

Profondeur de l'échantillon :

LIMITES D'ATTERBERG (NF P 94-051)


47

48

49

50 Graphique de détermination de la limite de liquidité WL

%

W

RESULTATS

0 29 44

Limite de plasticité Limite de liquidité

Indice de plasticité Ip =15

Indice de consistance IC = 0.93 Indice de liquidité IL = 0.07

40

41

42

43

44

45

46

15 16 17 18 19 20 21 22 262423 25 2827 29 30 32 33 3431 35Nombre de coups (lg(N))

Ten

eu

r en

eau

%

Teneur en eau naturelle :Limons argilo-graveleuxNature des matériaux :

Nombre de coups N

Teneur en eau 53.8% 53.2% 51.8% 52.0%

2ème essai

24 26 31 30

33.6% 33.1%

3.0 m Date de l'essai :

2ème essai

LIMITE DE PLASTICITE

1er essai

28.53 %

LIMITE DE LIQUIDITE

3ème essai 4ème essai1er essai



03/12/13

38920 CROLLES



LIMITES D'ATTERBERG (NF P 94-051)


56

57

58

59 Graphique de détermination de la limite de liquidité WL

%

W

RESULTATS

0 33 54

Limite de plasticité Limite de liquidité

Indice de plasticité Ip =21

Indice de consistance IC = 1.21 Indice de liquidité IL = -0.21

49

50

51

52

53

54

55

15 16 17 18 19 20 21 22 262423 25 2827 29 30 32 33 3431 35Nombre de coups (lg(N))

Ten

eu

r en

eau

%

M/V particules solides rs : Estimée à 2.75 t/m3

5.7%6.6%10.0%12.0%Teneur en eauNature et % de liant

12 12Masse volumique sèche 2.04 t/m3 2.11 t/m3 1.96 t/m3 1.89 t/m3

I CBR après immersionIPI 0 4

Teneur en eau W% : 9.94 % Moule : CBRPassant à 20 mm : 82.0 %

Identification des matériaux Conditions d'essaiNature des matériaux : Grave limono-argileuse gr Energie Proctor : Normal

ESSAI PROCTOR (NF P 94-093)



38920 CROLLES




2 00

2.10

2.20

2.30

2.40

2.50

que

(t/m

3)

Essai PROCTOR (NF P 94-093)

Résultats sur la fraction 0/20

Teneur en eau à l'optimum Proctor

P/V à l'optimum Proctor :

Résultats sur la fraction 0/D

M/V à l'optimum Proctor :




gd OPN = 21.64 kN/m3

W OPN = 7.99 %

2.11 t/m3


W OPN = 9.74 %

rd OPN = 2.21 t/m3

rd OPN =

1.50

1.60

1.70

1.80

1.90

2.00

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

Mass

e vo

lum

iq

Teneur en eau (%)

Sat. Sr 80% Sat. Sr 100% points Proctor PROCTOR

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15

Indic

e

Teneur en eau (%)

Poinçonnement (NF P 94-078)

IPI CBR imm.

M/V particules solides rs : Estimée à 2.75 t/m3

12.0%10.7%8.0%5.4%Teneur en eauNature et % de liant

0 0Masse volumique sèche 1.93 t/m3 2.18 t/m3 2.10 t/m3 2.00 t/m3

I CBR après immersionIPI 11 4

Teneur en eau W% : 8.85 % Moule : CBRPassant à 20 mm : 80.8 %

Identification des matériaux Conditions d'essaiNature des matériaux : Grave limono-argileuse gr Energie Proctor : Normal

ESSAI PROCTOR (NF P 94-093)



38920 CROLLES




2 00

2.10

2.20

2.30

2.40

2.50

que

(t/m

3)

Essai PROCTOR (NF P 94-093)

Résultats sur la fraction 0/20



Résultats sur la fraction 0/D






W OPN = 7.23 %

2.18 t/m3


W OPN = 8.95 %

rd OPN = 2.27 t/m3

rd OPN =

1.50

1.60

1.70

1.80

1.90

2.00

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

Mass

e vo

lum

iq

Teneur en eau (%)

Sat. Sr 80% Sat. Sr 100% points Proctor PROCTOR

0.00

2.00

4.00

6.00

8.00

10.00

12.00

14.00

0 5 10 15

Indic

e

Teneur en eau (%)

Poinçonnement (NF P 94-078)

IPI CBR imm.

Méthode de saturation préalable :

CRTél. 04 76 92 22 22

20°C



38920 CROLLESClient : Canal de Gap Opérateur :

Profondeur de l'échantillon : 1-2m Qualité prélèvement (XP P 94-202)

ESSAI DE PERMEABILITE (NF X 30-441)ESSAI A CHARGE VARIABLE

Provenance de l'échantillon : SC3 Classe matériau (NF P 11-300) C1B5

CARACTERISTIQUES DE L'ECHANTILLONInitial Final

Date de prélèvement : Date de l'essai : 17/02/14

26%

Teneur en eau

Diamètre de l'échantillon D 152.0 mm 152.0 mmHauteur de l'échantillon H 152.0 mm 152.0 mm

57 1.06E-07

56.8 1.33E-07

Masse volum. grains estimée �s 2.70 t/m3 2.70 kN/m313.83 % 14.80 %

Degré de saturation Sr 93.45 % 100.00 %

1.14E-071.20E-07

28

w

Dmax, Passant à 50mm, 20mm, 80μm

Temps

(min)

�h

(cm)

ki

(m/s)

0 97.51 96 1.09E-072 94 1.48E-073 92.4 1.20E-074 90.4 1.54E-075 88.4 1.57E-076 86.5 1.52E-077 84.7 1.48E-078 83 1.42E-079 81.5 1.28E-0710 80 1.30E-0712 76.9 1.39E-0714 74 1.35E-0716 71.1 1.40E-0718 68.5 1.31E-0720 66.1 1.25E-07

26 59 1.34E-07

22 63.6 1.35E-0724 61.3 1.29E-07

30 54.8 1.26E-0733 51.9 1.27E-0736 49.3 1.20E-0739 46.9 1.17E-07

44.3 1.33E-0745

Température dans le local d'essai :

54 1.26E-0736.1

4851

1.19E-07

Durée de la phase de saturation préalable :

Heure du début de l'essai :

80 mm 96%

charge hydraulique constante11h30

RESULTAT

Coefficient de perméabilité à 20°C (m/s) :

72h

1.4E-07

m.s-1

Observations :

85.60%

40.142.1

38.1

34.5

42

1

10

0 10 20 30 40

Temps (min)

Ln��

h�

1.60E-07

Heure du début de l'essai : Température dans le local d'essai :

100 90% 80% 34.50%

5148

CRTél. 04 76 92 22 22

1.6E-07



38920 CROLLESClient : Canal de Gap Opérateur :

Profondeur de l'échantillon : 1-2m Qualité prélèvement (XP P 94-202)

ESSAI DE PERMEABILITE (NF X 30-441)ESSAI A CHARGE VARIABLE

Provenance de l'échantillon : SC1 Classe matériau (NF P 11-300) C1A1

CARACTERISTIQUES DE L'ECHANTILLONInitial Final

Date de prélèvement : Date de l'essai : 17/02/14

D 152.0 mm 152.0 mmHauteur de l'échantillon H 152.0 mm 152.0 mm

42 37.8 1.44E-07

Teneur en eau

0 97.6

13.35 % Degré de saturation Sr 92.22 % 100.00 %

Dmax, Passant à 50mm, 20mm, 80μm

w

Temps

(min)

�h

(cm)

ki

(m/s)

Masse volum. grains estimée �s 2.70 t/m3 2.70 kN/m312.31 %

Diamètre de l'échantillon

1 95.2 1.75E-072 93.2 1.49E-073 90.8 1.83E-074 88.7 1.64E-075 86.5 1.76E-076 84.6 1.56E-077 82.7 1.59E-078 80.9 1.54E-079 79.3 1.40E-0710 77.5 1.61E-0711 75.7 1.65E-0712 73.9 1.69E-0714 70.3 1.75E-0716 67.2 1.58E-0718 64.3 1.55E-07

24 56.1 1.65E-07

20 61.5 1.56E-0722

30 48.9 1.61E-07

26 53.6

58.8 1.58E-07

28 51.2 1.61E-07

m.s-1

33 46.8 1.03E-0736 42.8 2.09E-07

45 35.7 1.34E-07

Durée de la phase de saturation préalable :Méthode de saturation préalable :

39 40.2 1.47E-07

54 30 1.14E-07

1.49E-07

Observations :

charge hydraulique constante11h20°C

RESULTAT

Coefficient de perméabilité à 20°C (m/s) :

72h

1.44E-0733.531.5

1

10

0 10 20 30 40

Temps (min)

Ln��

h�

D = 60mm h0= 20mm

W �s esti. � �d e Sr W �d Sr t100 �' �f,p �l f,p �f,f �l f,f

(%) (%) (%) (kN/m3) (%) (min) (kPa) (kPa) (mm) (kPa) (mm)

1 18.8 27.0 20.36 17.15 0.57 88.2 20.15 19.03 129.9 8.82 208.2 147.1 3.4 140.1 10.4

2 18.8 27.0 20.41 17.18 0.57 88.7 20.97 18.51 123.5 9.60 104.1 78.5 3.1 75.7 10.5

3 18.8 27.0 21.17 17.83 0.51 98.5 22.0 18.49 128.8 13.07 52.0 48.1 1.9 46.0 10.4

Symboles�l Déplacement horizontal relatif des deux boîtes

�h Variation de hauteur de l'éprouvette

� Contrainte de cisaillement

�f Effort de résistance au cisaillement

�' Contrainte normale effective moyenne appliquéec'p Cohésion effective pour le critère de pic

c'f Cohésion à l'état final

�'p Angle de frottement effectif pour le critère de pic

�'f Angle de frottement à l'état final

Observation : Elimination de la fraction supérieure à 5mm par tamisage.

Provenance de l'échantillon : PM11 Date de prélèvement :

Nature des matériaux :


GEOLITHE

CS/CR


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22 Opérateur :Client :

Chantier : Barrage du Chatelard 13-451N° dossier :

Canal de de Gap


Conditions d'essaiRésistance

au pic à l'état final

Echantillon :Grave limoneuse

16/10/14

ESSAI DE CISAILLEMENT RECTILIGNE A LA BOITE (NF P94-071-1)

Remanié

Ech

antillo

n Caractéristiques des échantillons avant essai

(kN/m3)

Caractéristiques aprèsconsolidation

(mm/min)

Dim. ép.

0.014

Vitesse

0.014

0.014

14 kPa

31 °

C'p =

�'f =

C'f =14 kPa

32 °


au pic final

�'p =

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 2 4 6 8 10 12

�(kPa)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 50 100 150 200 250

Résistances au pic Résistances à l'état final

�f(kPa)

�'(kPa)

-0.40

-0.30

-0.20

-0.10

0.00

0.10

0.20

0 2 4 6 8 10 12

208.2 kPa 104.1 kPa 52.0 kPa 52.0 kPa

�h(mm)

Contrainte normale effective

�l(mm)

�l(mm)

D = 60mm h0= 24mm

W �s esti. � �d e Sr W �d Sr t100 �' �f,p �l f,p �f,f �l f,f

(%) (%) (%) (kN/m3) (%) (min) (kPa) (kPa) (mm) (kPa) (mm)

1 13.8 27.0 21.05 18.50 0.46 81.0 17.2 20.50 146.5 3.27 208.7 175.8 4.5 173.0 9.2

2 13.8 27.0 21.83 19.19 0.41 91.3 16.96 21.08 163.1 3.75 104.3 97.1 4.1 95.0 9.3

3 13.8 27.0 22.02 19.35 0.40 94.1 17.4 20.69 153.9 6.02 52.2 51.0 8.7 50.3 9.4

Symboles�l Déplacement horizontal relatif des deux boîtes

�h Variation de hauteur de l'éprouvette

� Contrainte de cisaillement

�f Effort de résistance au cisaillement

�' Contrainte normale effective moyenne appliquéec'p Cohésion effective pour le critère de pic

c'f Cohésion à l'état final

�'p Angle de frottement effectif pour le critère de pic

�'f Angle de frottement à l'état final

10 kPaC'p =

�'f =

C'f =11 kPa

39 °


au pic final

�'p = 38 °

Remanié

Ech

antillo

n Caractéristiques des échantillons avant essai

(kN/m3)

Caractéristiques aprèsconsolidation

(mm/min)

Dim. ép.


0.040

Vitesse

0.040

2.70 m Date de l'essai : 13/01/14

Canal de de Gap

GEOLITHE

CR


38920 CROLLES

Tél. 04 76 92 22 22

Chantier : Barrage du Chatelard 13-451N° dossier :

Opérateur :

16/10/14

ESSAI DE CISAILLEMENT RECTILIGNE A LA BOITE (NF P94-071-1)

Client :

Provenance de l'échantillon : PM25 Date de prélèvement :

Nature des matériaux :


0.040


Conditions d'essaiRésistance

au pic à l'état final

Echantillon :

Observation : Elimination de la fraction supérieure à 5mm par tamisage.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 5 10 15 20

�(kPa)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 50 100 150 200 250

Résistances au pic Résistances à l'état final

�f(kPa)

�'(kPa)

-0.30

-0.25

-0.20

-0.15

-0.10

-0.05

0.00

0.05

0 5 10 15 20

208.7 kPa 104.3 kPa 52.2 kPa 52.2 kPa

�h(mm)

Contrainte normale effective

�l(mm)

�l(mm)

ANNEXE 5Modèle géologique géotechnique sous la forme d’un profil en long au droit du projet de

digue et d’un profil en travers au droit du vallon



03/03/2016

ANNEXE 2 : ETUDE HYDROLOGIQUE



03/03/2016

ETUDE HYDROLOGIQUE

Crues de projet et de sureté de la retenue de Châtelar

Le bassin versant contrôlé par la retenue de Châtelar, d’extension réduite, 0,5 km², couvre

essentiellement des terres agricoles, des friches et quelques bosquets en proche périphérie immédiate

du futur plan d’eau (cf. carte du bassin versant en annexe).

Les sols de couverture, constitués principalement de schistes argileux et la couverture végétale réduite,

favorisent le ruissellement direct.

Le point culminant du bassin versant se situe au niveau du lieu-dit de la Haute Correo à une altitude un

peu supérieure à 1150 m NGF.

La retenue projetée contrôlera un plan d’eau de 10 ha à la cote de Retenue Normale de 1 113 m NGF,

soit 20% du bassin versant naturel.

Si on fait l’hypothèse sécuritaire que la retenue est pleine initialement, le débit apporté correspond

d’une part à la précipitation directe sur le plan d’eau (environ 20% de la surface) et d’autre part au

ruissellement sur les versants bordant la cuvette. Dans l’hypothèse où on distingue la surface du plan

d’eau, sur lequel on néglige l’évaporation pendant l’averse orageuse, une part du débit de crue est

donnée par l’interception directe de la pluie.

Le bassin versant a une taille réduite mais sa forme longitudinale (coef. Gravelius proche de 2) lui

confère tout de même un temps de concentration d’une demi-heure (cf. annexe).

En l’absence de mesures hydrométriques sur des bassins versants de surfaces comparables situés à

proximité du projet, la méthode rationnelle souvent appliquée dans le cas de petits bassins versants de

tailles équivalentes à celle de ce projet, est utilisée pour estimer les débits des crues infra-centennale.

Estimation des pluies extrême

Pluie journalière

Les pluies journalières sont estimées à l’aide du poste implanté à Gap à une altitude d’environ 750 m en

niveau du quartier de Rochasson. Ce poste a été fermé en 1998. Un poste implanté à une altitude plus

élevée a été installé au nord de la ville de Gap, à proximité de la route Napoléon (Gap Varsie,

05061009). La chronique de ce dernier poste est courte et n’est disponible que sur 9 années. Nous

agglomérons les chroniques de ces deux postes distants d’environ 2 km pour disposer d’une chronique

longue et sur la période la plus récente.

L’ajustement d’une loi de Gumbel sur l’échantillon des pluies journalières maximales annuelles conduit

à une estimation de la pluie journalière décennale de 74 mm.



03/03/2016

Figure 15 : Statistique des Pluies journalières maximales à Gap (de 1960 à 2012)

Pluie de courtes durées

Les pluies extrêmes de courtes durées sont estimées à partir des pluies enregistrées au poste d’Embrun.

Elles sont comparées aux pluies SHYREG disponibles sur la climathèque de Météo-France en un pixel

localisé sur le site de la retenue du Châtelar.

Pour le poste d’Embrun, les paramètres de Montana permettant d’estimer les averses de durées

comprises entre 6 minutes et 3 heures sont :

- a=4,586 et b =0,61 pour un temps de retour T=10 ans,

- a=7,24 et b =0,662 pour un temps de retour T=100 ans.

Les précipitations de courtes durées sont alors calculées à l’aide de la formule :

H(t) = a x t(1-b) avec H(t), hauteur de précipitation en mm et t durée en minutes.

Tableau 2 : Pluies extrêmes de courtes durées – poste d’Embrun (en mm)

15 minutes 30 minutes 60 minutes 1,5

heure

2 heures 3 heures

T= 10 ans 13 17 23 26 30 35

T = 100 ans 18 23 29 33 36 42

T = 10 000 ans -

extrapolation 28 34 41 46 50 56

On peut noter une pluie décennale en 30 minutes de l’ordre de 17 mm (34 mm/h) qui semble

relativement faible.

A partir des valeurs calculées pour les temps de retour T=10 ans et T=100 ans aux différentes durées, une

extrapolation conduit à une estimation proche de 34 mm (68 mm/h) pour un temps de retour T=10 000

ans et une durée de 30 minutes.

Tableau 3 : Pluies SHYREG – site du Châtelar (en mm)

60 minutes

T= 10 ans 40,1

T=100 ans 60,7

0

20

40

60

80

100

120

-2 -1 0 1 2 3 4 5

Variable réduite u = -ln(-ln(F))

Plui

e (m

m)

Débit

Loi de Gumbel

Intervalle de confiance à 70%



03/03/2016

Les données de pluie SHYREG correspondent au site de la retenue de Châtelar. La pluie horaire

centennale est estimée à 61 mm sur le site de la retenue du Châtelar. Au contraire de des pluies de

courtes durées estimées à partir du poste pluviographique d’Embrun, les estimations SHYREG sont fortes

et sont de l’ordre de 2 fois supérieures aux estimations données par les statistiques au poste d’Embrun.

Nous choisissons de corriger les cumuls estimés sur le poste d’Embrun de ce rapport moyen pour

représenter les cumuls de pluie sur différentes durées et périodes de retour au niveau du site de la

retenue de Châtelar. Les cumuls retenus sont présentés dans le tableau ci-après.

Tableau 4 : Pluies extrêmes de courtes durées – site de Châtelar (en mm)

15 minutes 30 minutes 60 minutes 1,5

heure

2 heures 3 heures

T= 10 ans 26 35 45 52 59 70

T = 100 ans 36 46 58 65 73 84

T = 10 000 ans -

extrapolation 55 68 82 91 100 112

Une extrapolation au temps de retour T=10 000 ans est donnée dans chaque cas. On peut retenir une

pluie horaire décamillénale de l’ordre de 82 mm.

Estimation de la crue de projet

Le plan d’eau représente une part importante de la surface totale du bassin versant naturel (environ

20%). Par conséquent, l’estimation des débits des crues est scindée en deux analyses distinctes sur deux

sous-bassins versants dont la couverture au sol est totalement différente (100% en eau pour le premier

BV et couverture hétérogène pour le second). Le débit en crue pour la retenue du Châtelar est donc

définit comme suit :

- apports directs sur la retenue en faisant l’hypothèse d’un remplissage à cote de Retenue Normale

(surface du plan d’eau de 10 ha),

- apports du bassin versant d’une surface de 40 ha.

Méthode rationnelle

La méthode rationnelle s’applique à des bassins versants de faible taille. Sa formulation tient compte de

paramètres intrinsèques au bassin versant drainé (surface, longueur hydraulique, pente, occupation

des sols, temps de concentration) et de la pluviométrie locale.

Par définition, le débit maximum généré par un événement pluvial est directement lié au temps de

concentration propre au bassin versant réceptionnant les eaux ruisselées. Plus ce le temps de

concentration est grand, moins le pic de crue à l’exutoire de l’impluvium est intense.

Ce temps est pris identique (30 min) pour les deux sous bassins versants traités même si il peut être

considéré comme plus faible dans le cas du sous bassin versant représentant le plan d’eau (10 ha).

L’effet de laminage de la retenue d’eau (effet sécuritaire) et probablement le déphasage dans le

temps de l’arrivée des deux pic des écoulements à l’exutoire final (sortie du BV global) font que cette

hypothèse de similarité de temps de concentration est sécuritaire. Elle n’est pas de nature à sous-

estimer les écoulements du bassin versant global du barrage.

Pour l’estimation des crues supra-centennales, le recourt à une extrapolation via une pente

d’ajustement (GRADEX) est nécessaire. Cette pente est supposée constante à partir du point pivot

(crue décennale).



03/03/2016

Le tableau ci-dessous récapitule les débits des crues décennale et centennale ainsi estimés par cette

analyse :

Tableau 5 : Quantiles de crue – Retenue du Châtelar

Apport direct à la retenue (en m3/s) Apport du bassin versant Apport total

(m3/s) Hypothèse de

ruissellement

Débit de pointe

(m3/s)

Hypothèse de

ruissellement

Débit de

pointe (m3/s)

T=10 ans 1,00 1,92 0,40 3,07 5,0

T=100 ans 1,00 2,54 0,50 5,10 7,6

T= 3 000 ans 3,44 8,04 11,5

T=10 000 ans 3,76 9,08 12,8

Modèle SCS

L’hypothèse principale de la méthode SCS (Soil Conservation Service) est que le rapport des pertes

réelles sur les quantités d’eau ruisselées est égal au rapport des pertes maximales potentielles sur le

ruissellement maximum potentiel.

La méthode dépend de la rétention du sol qui est fonction d’un nombre nommé « Curve Number » ou

« CN ». Ce nombre est défini grâce à des tableaux et graphiques synthétisant les différentes

morphologies de bassins versants pouvant existés. Selon la configuration du bassin versant de Châtelar,

la valeur du Curve Number vaut CN = 72.

Liée à un hydrogramme synthétique, cette méthode est fonction d’un paramètre nommé « Lag-time »

dont la valeur est souvent prise égale à 0,6*Tc.

Le modèle du Soil Conservative Service est appliqué au bassin versant contrôlé par la retenue du

Châtelar.

Tableau 6 : Application du modèle SCS – Bassin versant du Châtelar

Paramètres du modèle

SCS

Durée de base : 3 heures

Curve Number : 72

Temps de retour

T=10 ans

Temps de retour

T=100 ans

Temps de retour

T=3 000 ans

Temps de retour

T=10 000 ans

Débit de pointe de la

partie du bassin

versant hors retenue

3,67 m3/s 5,45 m3/s

8,03 m3/s 8,94 m3/s

Débit de pointe en

intégrant la pluie

directe sur la retenue

5,6 m3/s 8,0 m3/s

11,5 m3/s 12,7 m3/s

Quantiles de crue retenus

Les résultats des deux méthodes restent cohérents entre eux. Pour les besoins de dimensionnement des

ouvrages de sécurité on retiendra les valeurs de débit indiquées au tableau suivant, déduites de

l’application de la méthode rationnelle pour estimer les apports du bassin versant contrôlé par la

retenue du Châtelar. Ce choix va dans le sens de la sécurité.

Tableau 7 : Débit de crue sur la retenue du Châtelar

Période de retour 10 ans 100 ans 3000 ans 10000 ans

Débit de pointe (m3/s) 5 8 11,5 13,0



03/03/2016

Pour la définition de la forme de l’hydrogramme de crue nous avons procédé par simulation sur un

modèle SCS de plusieurs durées de pluies. Ces pluies synthétisées par des hyétogrammes à double

triangle (méthode Desbordes), sont centrées et paramétrées de sorte à maintenir en permanence une

durée intense de 30 minutes au minimum.

La simulation de ces différents hyétogrammes sur le modèle SCS a permis de générer plusieurs formes

d’hydrogrammes d’écoulements. Pour mieux tenir compte de cette variabilité, nous avons opté pour

une définition d’un hydrogramme adimensionnel pouvant représenter au mieux le comportement du

bassin versant face à différents événements pluvieux.

L’hydrogramme ci-dessous illustre le choix retenu.

Figure 16 : Hydrogramme unitaire du BV de la retenue de Châtelar

Pour le rendre exploitable, cet hydrogramme a besoin de deux données : le débit de pointe de la crue

étudiée et le temps de montée.

Nous avons estimé le temps de montée par tâtonnement avec comme repère la durée caractéristique

« D » de Socose ici estimée à 3,25h (≈200 min).

La figure ci-après présente les deux hydrogrammes des crues de projet (Q 3 000 ans) et de sureté

(1,15*Q10 000 ans) pour la retenue de Châtelar.

Figure 17 : Hydrogrammes crues de projet et de sécurité pour la retenue du Châtelar



03/03/2016

Annexes

Estimation du temps de concentration

Formule minutes heures

GIANDOTTI 46 0.8

KIRPICH 1 23 0.4

KIRPICH 2 23 0.4

PASSINI 29 0.5

VENTURA 24 0.4

SOGREAH 23 0.4

JOHNSTONE & CROSS 40 0.7

Vitesse 25 0.4

Moyenne* 29 0.5

Forme d’un hyétogramme à double triangle

Bassin versant



03/03/2016

ANNEXE 3 : NOTES DE CALCUL HYDRAULIQUES



03/03/2016

ANNEXE 3-1 : CAPACITE DE LAMINAGE DE LA RETENUE DE CHATELAR

Méthodologie et données d’entrée

Les calculs de laminage se fondent sur une relation à trois variables : la variable « apport »

(hydrogramme d’entrée de la crue), la variable « évacuation » (débitance de l’ouvrage de surverse) et

la variable stockage (capacité de la retenue).

La méthode dite « Storage Indication Curve » permet d’obtenir l’hydrogramme sortant d’un réservoir

connaissant l’hydrogramme entrant et les caractéristiques de vidange de ce réservoir. Elle repose sur la

forme discrétisée de l’équation de continuité : la variation de stockage S entre deux instants t=j et t=j+1

peut s’exprimer selon la relation :

Où :

- O : est le débit sortant

- S : la variation de stockage

- I : le débit entrant

- ∆t : le pas de temps

Le calcul se fait de manière itérative en considérant les apports (cf. hydrogrammes des crues Q3000 et

Qsécurité précédemment calculés), la courbe caractéristique de la retenue (cf. figure ci-après), le

niveau d’eau initial de la retenue (1112,10 m NGF) et la relation hauteur débit de l’évacuateur de crue

(cf. figure ci-après).

Selon ces données, la retenue offre une capacité de stockage de 1,08hm3 à la cote de retenue

normale de 1112,10 m NGF et 1,19hm3 à la cote de crête de 1113 m NGF.

Pour le déversoir (largeur de 2,5m) implanté à la cote de 1112,10 m NGF, sa capacité maximale est

estimée à 5,2 m3/s avec une charge d’eau amont au niveau de la crête (1113 m NGF).



03/03/2016

Figure 18 : Hydrogrammes crues de projet et de sécurité pour la retenue du Châtelar

Figure 19 : Courbe caractéristique de la retenue de Châtelar

Figure 20 : Courbe de capacité du déversoir de crue de la retenue de Châtelar



03/03/2016

Résultats

Le calcul effectué sur un programme de calcul hydraulique dédié à l’étude des réservoirs montre une

très forte capacité de laminage des crues extrêmes. 90% de la valeur du pic de la crue Q 3 000 est ainsi

absorbée par la surface de la retenue. Ce taux est de 89% pour la crue de sécurité (1,15*Q 10 000).

Les débits évacués sont plafonnés à 1,1 m3/s et 1,6 m3/s pour les deux crues respectives.

En absorbant ces apports, la retenue monte en niveau pour atteindre les cotes NGF de 1112,45 m (PHE

projet) et 1112,55 m (cote de la crue de sécurité CFBR).

Ci-dessous sont présentés les graphiques décrivant le fonctionnement hydraulique de la retenue en

période de crues (Q 3 000 et Q sécurité) :

Figure 21 : Laminage de la crue 3000 ans par la retenue de Châtelar

Figure 22 : Laminage de la crue de sureté (1,15 x Q10000) par la retenue de Châtelar



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ANNEXE 3-2 : CALCUL DE LA HAUTEUR DES VAGUES DUES AU VENT

Vent de référence

La définition et l’estimation d’un vent de référence est nécessaire pour étudier l’influence de l’aléa

« vent » sur le barrage du Châtelar et sa retenue. Ce vent est estimé grâce aux recommandations

de l’Eurocode 1.

Ce document propose une carte donnant des bases de vitesses du vent en France établie sur la

base d’une étude statistique des données météorologiques enregistrées dans un grand nombre

de stations. Cette carte divise le territoire français en quatre régions ayant chacune une vitesse de

vent de référence Vb,o .

Figure 23 : Carte des vents issue de l'Eurocode 1

Le barrage de Châtelar et sa retenue se situe en région 1. On a donc: Vb,o = 22 m/s

La vitesse de référence du vent se déduit de cette vitesse de base. La vitesse de référence Vref est

la vitesse moyenne sur 10 minutes à 10 m au-dessus du sol, avec une probabilité annuelle de

dépassement de 0,02 (ce qui correspond à une période de retour de 50 ans). Elle s’obtient par la

formule :

Vref = cDIR * cTEM * cALT * Vb,o

Les coefficients cDIR, cTEM et cALT sont respectivement des coefficients relatifs à la direction du vent,

à la saison et à l’altitude. Les valeurs de ces coefficients sont inférieures ou égales à 1, valeur qui

sera gardée par souci de sécurité. On a donc : Vref = 22 m/s

La vitesse de vent pour une période de retour T en années est donnée par la formule suivante

(issue des recommandations concernant la stabilité des barrages en remblai du CFBR) :

29,2

T/11lnln.33,01VV

50

T



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On obtient ainsi les vitesses de référence du vent suivantes :

- pour une période de retour T = 50 ans, Vref,50 = 22 m/s

- pour une période de retour T = 1000 ans, Vref,1000 = 26,32 m/s

Calcul de la vague de projet et de son déferlement sur le barrage

L’analyse de la revanche en place au niveau du barrage de Châtelar est menée à partir de

l’ouvrage « Recommandations pour la justification de la stabilité des barrages en remblai » établi

par le CFBR .

On considère deux situations de projet vis-à-vis du vent :

- Situation 1 : un vent de période de retour 50 ans soufflant sur une retenue qui se trouve à la

cote des PHE ;

- Situation 2 : un vent de période retour 1 000 ans soufflant sur une retenue qui se trouve à la RN.

Pour chaque situation de projet vis-à-vis du vent, le calcul de la revanche s’effectue en deux

étapes :

- connaissant la vitesse du vent, on estime la hauteur des vagues ; plutôt que la hauteur

maximale des vagues, on s’intéresse à la hauteur significative (notée Hs) c'est-à-dire la hauteur

moyenne du tiers supérieur de toutes les vagues du spectre ;

- on estime la hauteur de déferlement qui permet de fixer la revanche minimale nécessaire.

Hauteur significative des vagues Hs

La formule de smith (1995), adaptée aux conditions d’eau profonde et préconisée par le CFBR

dans ses dernières recommandations, donne :

- Hs désigne la hauteur significative des vagues en m ;

- F est la longueur du fetch de la retenue en m, F = 540 m

- Ûa désigne la vitesse efficace ajustée du vent à 10 m de hauteur en m/s, soit

avec l’angle entre les directions du vent et des vagues ;

avec U vitesse moyenne sur une heure du vent à 10 m au-dessus de la surface

de l’eau, pour la période de retour considérée. Sans information sur la direction

des vents, on prendra : .

La durée minimale de vent (tmin) nécessaire à la formation des vagues peut être obtenue par

application d’une autre formule de (Smith et al., 1991) :

La vitesse moyenne du vent sur une heure (U3600) est liée à la vitesse correspondant à tmin par

la formule suivante, formule valable pour tmin < 3600 s selon (USACE, 1984) :

FÛ.00048,0H aS

cos.UU aa

U067,075,0UU a

aa UÛ

44,0a

72,0min Û.F.27t

mintU

min3600

t

t45log.9,0tanh.296,0277,1

UU

min



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Un calcul itératif permet de déterminer Ua correspondant à la donnée du vent mesurée au sol.

Les données de vitesse de vent proviennent en général d’une station terrestre et doivent alors être

corrigées du fait du passage du vent sur la surface très lisse du plan d’eau (majoration de 1,01

pour un fetch de 100 m, de 1,06 pour un fetch de 500 m, de 1,1 pour un fetch de 1000 m, de 1,2

pour un fetch de 5000 m et de 1,3 à partir de 8 km selon (Saville et al., 1962)).

Finalement, on obtient avec la formule de Smith :

- Situation 1: T = 50 ans, Vmaj = 23,32 m/s et Hs = 0,43 m ;

- Situation 2 : T = 1 000 ans, Vmaj = 27,90 m/s et Hs = 0,55 m.

Hauteur de vague de projet :

Hs ne correspond pas à la hauteur maximale des vagues mais uniquement à leur hauteur

significative. Le groupe de travail du CFBR sur le dimensionnement des évacuateurs de crues

indique ainsi que la revanche se calcule à partir de la vague de projet (notée Hd) qui dépend du

pourcentage de vagues du spectre que l’on accepte de laisser dépasser la crête. Elle est

classiquement exprimée sous la forme Hd = K * Hs, où le coefficient K prend les valeurs suivantes:

Tableau 8 : Coefficient K

K % de vagues dont la hauteur

dépasse Hd

0,75 32 %

0,89 20 %

1,00 13 %

1,07 10 %

1,25 5 %

1,33 3 %

1,58 1 %

Le pourcentage de vagues que l’on autorise à passer sur l’ouvrage dépend ainsi de la résistance

des matériaux à l’impact des vagues.

Il est recommandé d’accepter que 5% des vagues déferlent pour les barrages en remblai.

On obtient ainsi:

- Situation 1: T = 50 ans, K = 1,25 et Hd = 0,53 m ;

- Situation 2: T = 1 000 ans, K = 1,25 et Hd = 0,69 m.

Calcul du déferlement

Pour la vague de projet, on estime ensuite la hauteur de déferlement (run-up en anglais), notée R,

qui est la différence de hauteur verticale entre le niveau maximal atteint par le déferlement de la

vague sur le parement amont et le niveau du plan d’eau ; cette hauteur dépend de la nature du

barrage (la pente du parement, la rugosité du matériau).



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Figure 24 : Déferlement d'une vague due au vent

Le premier cas est celui d’un barrage en remblai à parement amont lisse (masque en béton,

géomembrane non recouverte). Le déferlement relatif de la vague (R/Hd) est donné par le

tableau A2.4 résultant de la formule de (Saville et al., 1962), en fonction de la pente du talus et de

Hd/L ; L, longueur d’onde des vagues, est donnée par :

, formule valable si .

T est la période du pic spectral des vagues et peut être estimée, par une formule due à (Smith,

1991) :

Tableau 9 : Valeurs du déferlement relatif R/Hd sur un parement lisse

Pente du talus amont 1/3 1/2,5 1/2

Hd/L = 0,1 1,15 1,4 1,9

Hd/L = 0,08 1,37 1,64 2,0

Hd/L = 0,07 1,49 1,73 2,0

Pour un barrage en remblai à parement amont rugueux comme c’est le cas pour le barrage de

Châtelar, les vagues déferlent moins haut que pour un barrage à parement amont lisse. Le

document issu du groupe de travail sur le dimensionnement des évacuateurs de crues propose de

prendre 60 % de la revanche nécessaire pour un parement amont lisse dans le cas d’un parement

amont rugueux.

Les résultats sont :

- Situation 1 : un vent de période de retour 50 ans soufflant sur une retenue qui se trouve à la

cote des PHE ; la hauteur de déferlement vaut R = 0,53 m et donc la cote maximale atteinte

est de 1 112,98 NGF (1112,45 + 0,53).

- Situation 2 : un vent de période retour 1 000 ans soufflant sur une retenue qui se trouve à la RN.;

la hauteur de déferlement vaut R = 0,67 m et donc la cote maximale atteinte est de 1 112,77

NGF (1112,10 + 0,67).

Plan d’eau calme

R : run-up

H

D

2T.56,1L 2/LD

44,0a

28,0 Û.Ft.0716,0T



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ANNEXE 3-3 : DIMENSIONNEMENT DE L’EVACUATEUR DE CRUES

L’évacuateur de crues doit, à minima être capable de faire transiter le débit de pointe de la

crue de projet écrêté pour une cote de retenue égale à celle des PHE avec la revanche

nécessaire. Il doit également pouvoir faire transiter le débit de la crue de sécurité sans revanche.

Etant donné que le bassin versant n’est pas considéré comme sensible vis-à-vis de la production

de corps flottant, aucune diminution de la débitance n’est à étudier selon les recommandations

du CFBR.

Le débit de la crue de projet soit la crue de période de retour 3 000 ans est de 11,5 m³/s (crue non

laminée). Le débit de la crue de sécurité est estimé à 15 m³/s (crue non laminée).

L’évacuateur de crues est dimensionné pour pouvoir faire transiter le débit écrêté de la crue de

projet sur une retenue au niveau de la RN, soit un débit laminé de 1,1 m³/s. Les conditions

d’écoulements pour la crue de sécurité (débit laminé de 1,6 m3/s) sont également vérifiées.

Dimensionnement du seuil déversant

Le seuil déversant de section trapézoïdale (poutre déversant béton) présente les caractéristiques

géométriques suivantes :

- altitude : 1 112,10 NGF

- largeur centrale de 2,50 m,

- hauteur de pelle de 1,00 m (seuil du radier amont 1 111,10 NGF) ;

- pente des talus latéraux : 3H/2V.

Le dimensionnement a été réalisé en considérant l’application de la formule de Gourley et Grimp

selon l’expression suivante :

Figure 25 : Formule de débittance du déversoir trapézoïdal



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La débittance du seuil est défini par le tableau et la courbe suivante :

Cote L h1 Q

NGF m m m3/s

Gourley et Grimp 1112.1 2.5 0 0.00

Gourley et Grimp 1112.2 2.5 0.1 0.15

Gourley et Grimp 1112.3 2.5 0.2 0.44

Gourley et Grimp 1112.4 2.5 0.3 0.83

Gourley et Grimp 1112.5 2.5 0.4 1.32

Gourley et Grimp 1112.6 2.5 0.5 1.91

Gourley et Grimp 1112.7 2.5 0.6 2.59

Gourley et Grimp 1112.8 2.5 0.7 3.37

Gourley et Grimp 1112.9 2.5 0.8 4.24

Gourley et Grimp 1113 2.5 0.9 5.21 Tableau 10 : Loi de débittance du déversoir de crues

crue de projet laminée 1.1 m3/s

cote PHE 1112,45 NGF

crue de sécurité laminée 1.6 m3/s

cote 1112,55 NGF

crête 1113 NGFdébit 5.2 m3/s

0.00

1.00

2.00

3.00

4.00

5.00

6.00

1112.1 1112.2 1112.3 1112.4 1112.5 1112.6 1112.7 1112.8 1112.9 1113 1113.1

Figure 26 : Courbe de débittance de l’évacuateur de crues

C’est cette loi de débittance qui a été utilisée de manière itérative pour le calcul de laminage

précédent.

Ecoulement sur le coursier

Décaissé dans le talus aval, il a une largeur à la base de 2,50 m et une longueur de 43 m. Sa pente

correspond à celle du talus aval soit 2,5H/1V.

Sa section est trapézoïdale avec des pentes latérales de 3H/2V.

L’écoulement sur le coursier en enrochements maçonnés est estimé en considérant un coefficient

de Strickler de 30, l’écoulement est torrentiel.

Le dimensionnement du coursier (largeur de la base et fruit des talus) a été obtenu pat

tâtonnement sur le calcul des lignes d’eau caractéristiques de l’écoulement au niveau de la

transition entre chenal à faible pente 1% (écoulement fluvial) et coursier à forte pente

(écoulement torrentiel) en passant par la hauteur critique.

Les hauteurs atteintes relativement à la géométrie retenue sont les suivantes :

- Hnormale fluvial (yn amont) = 0,39 m

- Hauteur critique (yc) = 0,37 m

- Hnormale torrentiel (yn aval) = 0,12 m



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Figure 27 : Représentation théorique des lignes d’eau normales et critique

Dimensionnement du bassin de dissipation

Les caractéristiques du bassin de dissipation sont les suivantes :

- cote du fond : 1 095,50 NGF ;

- cote de la plateforme du pied aval : 1 097,50 NGF ;

- pente des talus : 3H/2V ;

- largeur à la base : 2,50 m.

La limite aval de ce bassin est marquée par un seuil de 0,30 m de hauteur, dont l’arase est calée à

la cote 1 095,80 NGF.

Le niveau d’eau aval pour la crue de sécurité (1,6 m3/s) avec une retenue initiale à la cote des

PHE, calculée au paragraphe précédent (yn aval = 0,12 m), est estimé à 1 095,62 NGF à partir des

abaques de « Techniques des barrages en aménagement rural » (Ministère de l’agriculture) :

y V F E=y+V²/2g

(m) (m/s) - (m)

0.12 5.0 4.6 1.38

y2 / y1 y2 L / y2 L V

(m) (m) (m3)

6.0 0.72 5.8 4.2 3

abaque abaque Tableau 11 : Détail du calcul du bassin de dissipation

Les calculs associés au ressaut, sont réalisés pour une section trapézoïdale de largeur en base

2,5 m (3,4 m pour le contre seuil).

La hauteur conjuguée aval est de 0,72 m soit un niveau d’eau de 1 096,22 NGF.

Le contre-seuil définit une section de contrôle, avec une lame d’eau de 0,38 m pour un débit de

1,6 m³/s soit un niveau d’eau de 1 096,18 NGF.

Le niveau associé à la hauteur conjuguée est supérieur au niveau d’eau fixé par le seuil, le ressaut

est donc libre. La longueur du ressaut est de l’ordre de 5,8 fois la hauteur conjugée aval soit

5,8*0,72 donc L = 4,2 m. Cette valeur correspond à la longueur minimale requise pour le bassin de

dissipation.

Par sécurité nous retenons une longueur de bassin de 10 m.



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ANNEXE 3-4 : CALCUL DE LA CAPACITE DE LA VIDANGE

La vidange du barrage de Châtelar est constituée :

- d’une prise d’eau calée à la cote 1 097,46 NGF ;

- de la conduite de vidange de diamètre 600 mm et de longueur 100,0 m ;

- de la conduite de vidange de diamètre 500 mm et de longueur 3,85 m ;

- du bassin de dissipation dont le radier est calé à la cote 1095,50 NGF

Le calcul est réalisé en écoulement en charge. La charge totale maximale est de 15,6 m (de

1 112,10 à 1 096,50 NGF).

Calcul des pertes de charge et de la débittance

L’ensemble des pertes de charge singulière correspondent à un coefficient k pris égal à 1.

La perte de charge par frottement est déterminée à partir du diagramme de Moody. Elle est de la

forme : ΔHfrottement = L*λ Q², L étant la longueur de chacune des conduites.

Le débit donné par la conduite en charge est de la forme :

𝑄 = 𝑆√2𝑔𝐻.1

√1 + 𝑘 +2gL

𝐾𝑆²𝑅𝐻43⁄

où k est le coefficient de perte de charge singulière

où 2gL/(Ks²R4/3) est le terme représentant les pertes de charge linéaires. Ce terme vaut aussi :

avec :

D1 diamètre 1 0.6 m

D2 diamètre 2 0.5 m

S section sortie 0.20 m²

g accélération universelle 9.81

H dénivelée 15.6 m

k coef. pdc singulière 1

L1 Longueur 1 100 m

L2 Longueur 2 3.85 m

KS coef. Strickler (acier) 110

RH1 Rayon hydraulique 1 0.15 m

RH2 Rayon hydraulique 2 0.125 m

Q Débit 1.69 m3/s

V Vitesse 8.6 m/s Tableau 12 : Détail du calcul de la vidange

Les pertes de charge singulières ont été évaluées à l’aide des abaques issus de Hydraulique

Générale - Lencastre :

- la présence de la grille : k = 0,076,

- l’entrée de la vidange : k = 0, 5,

- le rétrécissement brusque dû à l’entrée dans la conduite proprement dite : k = 0,43,

- la perte de charge du convergent est négligeable.

Soit un coefficient k global pris égal à 1.

On obtient un débit de vidange maximal de 1,7 m³/s pour une cote de retenue à la RN.



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Capacité de la vidange

La capacité de la vidange calculée est la suivante :

Cote Débit

NGF m3/s

1098 0.56

1099 0.70

1100 0.82

1101 0.93

1102 1.02

1103 1.11

1104 1.19

1105 1.26

1106 1.33

1107 1.40

1108 1.46

1109 1.52

1110 1.58

1111 1.64

1112 1.69

1113 1.75

Tableau 13 : Valeurs de débit de la vidange

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

2.00

1097 1098 1099 1100 1101 1102 1103 1104 1105 1106 1107 1108 1109 1110 1111 1112 1113 1114

Dé

bit

m3/s

Cote NGF

Débittance de la vidange

Figure 28 : Courbe de débittance de la vidange

La règle fixée par le Comité Technique Permanent des Barrages et Ouvrages Hydrauliques est la

suivante : la capacité de la vidange du barrage doit permettre de réduire de moitié la charge

d’eau sur le barrage en sept jours.

La vidange à mi-charge du barrage avec les organes tels que dimensionnés ci-dessus est atteinte

en 3,6 jours.

La vidange totale du barrage avec les organes tels que dimensionnés ci-dessus est atteinte en

12,3 jours.

En particulier, le calcul avec une conduite diamètre 500 mm réduite à 400 mm ne satisfaisait cette

règle qu’avec une marge trop faible.



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ANNEXE 4 : ETUDE DE STABILITE TRACTEBEL, MAI 2015

TRACTEBEL ENGINEERING S.A. AGENCE DE NÎMES 180, rue Guy Arnaud – 30900 Nîmes – FRANCE tél. +33 4 66 04 05 70 - fax +33 4 66 04 05 69

www.tractebel-engineering-gdfsuez.com «RAPPORT»

Nos réf. : 826551_RP02_Stab_ecoulement

Entité : Hydraulique France

Imputation: H.826551

“”

Client : ASA du Canal de Gap

Projet :

Objet :

Résumé :

02 29/05/2015 Cas séisme+crue et risbermes Final Mme Le Janne Mme Prost Mme Prost

REV. JJ/MM/AA SUJET DE LA REVISION STAT. REDACTION VERIFICATION APPROBATION

TRACTEBEL ENGINEERING S.A. – siège social : Le Delage – 5, rue du 19 mars 1962 – 92622 Gennevilliers CEDEX - FRANCE au capital de 3 355 000 euros – R.C.S. Nanterre B 309 103 877 – SIREN 309 103 877 – TVA intra : FR 82 309 103 877 – APE 7112B

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ASA Canal de Gap Retenue de Châtelard Etude stabilité-écoulements internes

"[Identification du document]" Ed. 14/03/2016 MLJ/POB



PROJET DU BARRAGE DE CHATELARD

Etude d’écoulement interne et de stabilité du projet du barrage de Chatelard

SOMMAIRE

Contenu

1. PRESENTATION GENERALE ............................................................................................. 5

1.1. Objet du présent rapport ................................................................................. 5

2. ECOULEMENTS INTERNES ............................................................................................... 5

2.1. Objectifs ........................................................................................................... 5

2.2. Présentation de la modélisation ...................................................................... 6

2.2.1. Méthode de calcul ........................................................................................ 6

2.2.2. Profils modélisés ........................................................................................ 6

2.2.3. Caractéristiques des matériaux ....................................................................... 7

2.2.4. Conditions aux limites .................................................................................... 8

2.3. Résultats .......................................................................................................... 9

2.3.1. Evaluation du risque d’érosion interne ............................................................. 9

2.3.2. Evaluation de la perte d’eau par infiltration ..................................................... 14

2.4. Synthèse ......................................................................................................... 14

3. STABILITE ..................................................................................................................... 14

3.1. Présentation de la modélisation .................................................................... 14

3.1.1. Méthode de calcul ....................................................................................... 14

3.1.2. Cas de charge ....................................................................................... 15

3.1.3. Profils modélisés ....................................................................................... 17

3.1.4. Caractéristiques des matériaux ...................................................................... 18

3.2. Résultats ........................................................................................................ 18

3.3. Synthèse ......................................................................................................... 21


"[Identification du document]" Ed. 14/03/2016 MLJ/POB PAGE 5 / 22 CONFIDENTIEL

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1. PRESENTATION GENERALE

1.1. Objet du présent rapport

Le présent chapitre a pour objet de présenter les calculs d’écoulement interne et de stabilité, pour valider et optimiser la conception du barrage du Chatelard.

Les calculs d’écoulement interne réalisés permettent d’évaluer le besoin de créer une paroi d’étanchéité en fondation pour :

traiter les risques d’érosion interne ; et réduire les pertes d’eau pas infiltration.

Les calculs de stabilité permettent de s’assurer de la stabilité du barrage projeté dans les divers cas suivants, conformément aux recommandations émises par le CFBR pour la justification de la stabilité des barrages en remblais :

situation transitoire : fin de construction situation normale : niveau de la retenue à la RN ; situation transitoire : vidange rapide ; situation exceptionnelle de crue : niveau de la retenue à la PHE ; situation accidentelle sismique.

Une situation accidentelle de défaillance du drain cheminée a également été modélisée.

L’impact de l’ajout de risbermes amont et aval sur la stabilité globale de l’ouvrage a été vérifié pour le profil le plus critique.

A la demande du Canal de Gap, une situation accidentelle séisme + crue exceptionnelle a également été modélisée.

2. ECOULEMENTS INTERNES

2.1. Objectifs

Les calculs d’écoulements internes réalisés ont pour but :

d’évaluer le risque d’érosion interne ; d’évaluer les pertes d’eau par infiltration ; d’évaluer l’intérêt d’une paroi moulée en fondation.



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2.2. Présentation de la modélisation

2.2.1. Méthode de calcul

Les calculs ont été réalisés à l’aide du logiciel SEEP de Geo-Studio. Ce logiciel de modélisation des écoulements internes utilise la généralisation de la loi de Darcy. Il permet de faire des calculs d’écoulements dans des terrains saturés ou non, en régime permanent ou en régime transitoire.

Dans notre cas, les calculs sont menés en régime permanent avec des terrains saturés.

2.2.2. Profils modélisés

Deux profils sont modélisés :

le profil central de plus grande hauteur situé entre le dalot et l’évacuateur de crues, il est représenté par la coupe type de la digue;

le profil de plus grande hauteur concernant la partie située sur le versant sud, il s’agit du profil n°10 selon les plans du projet.

Ces deux profils représentent les profils les plus critiques vis-à-vis des risques d’infiltration et d’érosion interne.

Concernant les différentes strates en fondation, elles ont été définies à partir des essais de perméabilité réalisés sur le site (essais Nasberg et essais Lefranc), en regroupant les horizons ayant des perméabilités similaires.

Le but final étant d’évaluer l’impact d’une paroi moulée, les profils ont été modélisés avec et sans cette dernière. La paroi moulée est modélisée par une interface étanche entre les deux parties de la fondation, en violet sur l’illustration.

Figure 1 : Géométrie du profil central avec la paroi



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Figure 2 : Géométrie du profil du versant sud avec la paroi

2.2.3. Caractéristiques des matériaux

Dans notre cas, les matériaux sont considérés comme saturés. La modélisation n’a pas pour objectif de présenter la mise en eau du barrage mais bien l’état permanent du barrage une fois cette dernière effectuée.

Les différents matériaux sont caractérisés par leur perméabilité et leur teneur en eau à saturation, à l’exception de la paroi moulée qui est modélisée comme étant une interface.

2.2.3.1. RESULTAT DES RECONNAISSANCES

Lors de la campagne de reconnaissances géotechniques, des essais de perméabilités in-situ ont été réalisés dans 3 sondages carottés (SC1 situé au niveau du profil P10 sur le versant, SC2 situé au niveau du profil central et SC3 situé au niveau du profil P03 en rive droite) et à 3 profondeurs différentes (3,25 m, 6,25 m et 9,25 m). Deux essais de perméabilité en laboratoire ont également été effectués sur les prélèvements issus de SC1 et SC3.

Les essais in-situ montrent que la perméabilité calculée varie entre 7,96.10-7 m/s (sondage SC2) et 1,89.10-5 m/s (sondage SC2). La perméabilité moyenne observée se situe aux alentours de 5.10-6 m/s.

Les perméabilités obtenues à partir des essais en laboratoire sont de l’ordre de 1,5.10-7 m/s. Cette dernière est plus faible que celle mesurée in situ.

2.2.3.2. HYPOTHESES RETENUES POUR LA MODELISATION

Au vu des résultats présentés ci-dessus, les hypothèses suivantes ont été retenues :

Pour le profil central :

Matériau Perméabilité horizontale

saturée Teneur en eau saturée

Remblai 5.10-7 m/s 0,3 m³/m³ Sable 10-4 m/s 0,26 m³/m³

Fondation 1 5,5.10-6 m/s 0,3 m³/m³



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Fondation 2 1,89.10-5 m/s 0,3 m³/m³ Fondation 3 7,96.10-7 m/s 0,3 m³/m³

Pour le profil du versant :

Matériau Perméabilité horizontale

saturée Teneur en eau saturée

Remblai 5.10-7 m/s 0,3 m³/m³ Sable 10-4 m/s 0,26 m³/m³

Fondation 5,5.10-6 m/s 0,3 m³/m³

Concernant l’anisotropie des matériaux, un rapport kv/kh égal à 0,1 a été retenu pour le remblai et les filtres de sable. Il s’agit d’une valeur couramment admise pour des sols fins compactés.

En fondation, l’anisotropie est plus forte, un rapport kv/kh de 0,01 a été retenu.

2.2.4. Conditions aux limites

Les conditions aux limites sont représentées sur la figure suivante :

Figure 3 : Conditions limites

La condition limite amont appliquée sur le modèle est la charge liée à la retenue, soit une cote d’eau de 1112,10 m NGF (RN). Elle est représentée en bleu sur l’illustration.

Sur le parement aval, aucune condition de charge n’est imposée, l’écoulement est laissé libre.

En pied aval et sur l’extrémité aval du modèle, la condition limite est représentée par la position de la nappe phréatique considérée au niveau du TN soit 1097 NGF (en violet sur la figure).

A l’extrémité du filtre, l’écoulement est libre, sans charge imposée. Cette condition permet d’évacuer l’eau collectée par le drain et ainsi de modéliser le collecteur (en rouge sur l’illustration).



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2.3. Résultats

2.3.1. Evaluation du risque d’érosion interne

L’érosion interne comprend quatre phénomènes :

l’érosion de conduit : l’écoulement dans une cavité préformée (terriers, racines…) entraîne au fur et à mesure les particules constituant les parois par cisaillement ;

l’érosion de contact : elle a lieu si une couche très perméable est au contact d’une couche de sols fins, le sol fin est cisaillé par l’écoulement, les particules du sol fin sont donc entraînées :

la suffusion : il s’agit de l’entraînement des particules fines à travers une matrice plus grossière ;

l’érosion régressive : lorsque l’écoulement surgit du remblai, il entraîne les particules constituant la surface du sol, ce phénomène inclut la boulance (remontée verticale de l’écoulement en fondation au niveau du pied aval et soulevant ce dernier)

2.3.1.1. EROSION DE CONDUIT

Ce cas de figure n’est plus considéré au stade de la conception du barrage. Lors de l’exploitation de la retenue, une surveillance du barrage et un entretien régulier permettent d’éviter la présence d’animaux fouisseurs et le développement de végétation arbustive. Ainsi le risque d’érosion de conduit est très limité.

2.3.1.2. EROSION DE CONTACT

L’ouvrage n’est pas concerné par ce type d’érosion. Il n’existe pas de couche très perméable de sol en contact avec une couche de sol très fin dans la conception retenue.

2.3.1.3. SUFFUSION

Les courbes granulométriques sont continues et linéaires, par conséquent les matériaux sont peu sensibles au phénomène de suffusion.



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2.3.1.4. EROSION REGRESSIVE

2.3.1.4.1. Profil central

Figure 4: lignes équipotentielles du profil central sans la paroi moulée

Figure 5 : lignes équipotentielles du profil central avec la paroi moulée

On constate que la ligne piézométrique est bien rabattue dans le remblai grâce au drain cheminée et au tapis drainant quelle que soit la configuration. Il n’y a donc pas d’écoulement dans le remblai aval susceptible d’entraîner un phénomène d’érosion régressive.

La présence des drains en sable entourés de géotextile empêche la migration des particules fines de la recharge amont.

Enfin on constate qu’il n’y a pas d’écoulement ascendant au niveau du pied du talus aval qui pourrait à termes entraîner un phénomène de boulance quelle que soit la configuration.

Influence de la paroi moulée :

On constate que les lignes équipotentielles sont mieux rabattues avec la présence de la paroi moulée



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Figure 6 : Gradient hydraulique X du profil central sans la paroi moulée

Figure 7 : Gradient hydraulique Y du profil central sans la paroi moulée

Figure 8 : Gradient hydraulique X du profil central avec la paroi moulée



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Figure 9 : Gradient hydraulique Y du profil central avec la paroi moulée

Le barrage quelle que soit sa configuration (avec ou sans paroi moulée) est peu sensible aux phénomènes d’érosion évoqués précédemment, toutefois on constate que la présence de la paroi moulée permet de diminuer fortement les gradients hydrauliques à la fois dans le corps du barrage et en pied aval en fondation. La paroi moulée renforce donc le facteur de sécurité vis-à-vis du risque d’érosion interne.

2.3.1.4.2. Profil du versant sud

Figure 10 : Lignes équipotentielles pour le profil du versant sans la paroi

Figure 11 : lignes équipotentielles pour le profil du versant avec la paroi



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Les conclusions sont les mêmes que pour le profil central. La ligne piézométrique est bien rabattue dans le remblai grâce aux drains quelle que soit la configuration. Il n’y a pas d’écoulement dans le remblai aval susceptible d’entraîner un phénomène d’érosion régressive.

La présence des drains en sable entourés de géotextile empêche la migration des particules fines de la recharge amont.

Enfin on constate qu’il n’y a pas d’écoulement ascendant au niveau du pied du talus aval qui pourrait à termes entraîner un phénomène de boulance quelle que soit la configuration.

Influence de la paroi moulée :

On constate que les lignes équipotentielles sont mieux rabattues avec la présence de la paroi moulée. Toutefois la différence est moins marquée sur le profil du versant que sur le profil central. Cela s’explique par le fait que le profil retenu pour modéliser le versant ne présente pas de couche plus perméable en fondation comme c’était le cas pour le profil central.

Les gradients hydrauliques constatés sont similaires dans les deux cas.



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2.3.2. Evaluation de la perte d’eau par infiltration

Le logiciel détermine le débit moyen infiltré sur le profil. Les valeurs ainsi obtenues sont ensuite intégrées sur la largeur de la retenue où chaque profil est applicable pour obtenir une estimation du volume infiltré sous le barrage. Les résultats sont présentés dans le tableau suivant :

Débit infiltré (m³/s)

Volume infiltré en 1 an (m³)

Volume infiltré en 5

ans (m³)

Volume infiltré en

10 ans (m³)

Sans la paroi moulée

3,62E-03 38 006 190 031 380 061

Avec la paroi moulée

3,31E-03 34 776 173 878 347 755

Economie grâce à la paroi moulée

- 3 230 16 153 32 306

Les volumes infiltrés ont été calculés en supposant que la retenue soit à son niveau maximal pendant quatre mois par an et vide le reste de l’année. L’économie d’eau grâce à la paroi moulée est très faible comparé au coût de la mise en place d’un tel dispositif d’étanchéité.

2.4. Synthèse

La digue est peu sensible au phénomène d’érosion interne de par les matériaux disponibles sur le site qui servirait à la constitution du barrage avec la conception retenue. La paroi moulée n’a que peu d’incidence sur la sensibilité de la digue vis-à-vis du risque d’érosion interne.

La réalisation d’une paroi moulée est très couteuse. Au vu des résultats concernant les pertes d’eau par infiltration, ce système d’étanchéité ne semble pas nécessaire.

3. STABILITE

3.1. Présentation de la modélisation

3.1.1. Méthode de calcul

Les calculs sont effectués à l’aide du logiciel GEOSLOPE de Geo-studio. Il permet, pour chaque cas de charge étudié, de déterminer, par itérations successives, le cercle critique de rupture, c’est-à-dire celui pour lequel le coefficient de sécurité est minimal.



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Plusieurs méthodes de calculs sont possibles, dans notre cas nous utiliserons la méthode de Bishop. Le coefficient de sécurité est défini par le rapport des efforts résistants dans la surface de rupture aux efforts déstabilisants.

Les calculs effectués tiennent compte des recommandations du CFBR concernant la justification de la stabilité des barrages et digues en remblai. Les coefficients partiels et de modèles seront donc appliqués, ils sont présentés dans le tableau suivant :

3.1.2. Cas de charge

Les cas de charge étudiés sont :

la stabilité des talus amont et aval en fin de construction (situation transitoire) ; la stabilité du talus aval en cas d’exploitation normale (situation normale) la stabilité du talus aval en cas de situation exceptionnelle de crue (niveau de la

retenue à la PHE) ; la stabilité du talus amont en cas de vidange rapide (situation transitoire) la stabilité du talus aval en cas de séisme (situation accidentelle) la stabilité du talus aval en cas de défaillance du drainage (situation accidentelle) la stabilité du talus aval en cas de situation exceptionnelle de crue cumulée à un

séisme (situation accidentelle) selon la demande du Canal de Gap

En complément, un calcul de stabilité du versant nord en cas de vidange rapide sera également mené.

3.1.2.1. STABILITE EN FIN DE CONSTRUCTION

Lors de la modélisation de la stabilité en fin de construction, les sous-pressions sont prises en compte par l’introduction du coefficient de pression interstitielle ru à l’intérieur du remblai et en fondation.

Dans notre cas, nous avons retenu un coefficient ru de 0,4 pour les remblais et la fondation. Il s’agit d’une valeur classique et sécuritaire.

Il s’agit d’une situation transitoire, les coefficients partiels et de modèle appliqués sont donc :

1,1 pour la cohésion et l’angle de frottement; 1 pour le poids volumique; 1,2 pour le coefficient de modèle.



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3.1.2.2. STABILITE EN CAS D’EXPLOITATION NORMALE

Le niveau de la retenue est considéré à la RN soit 1112,10 NGF. Les pressions interstitielles considérées sont directement issues des modélisations d’écoulement interne. Il s’agit d’une situation normale d’exploitation, les coefficients appliqués sont les suivants :


3.1.2.3. STABILITE EN CAS DE SITUATION EXCEPTIONNELLE DE CRUE

Le niveau de la retenue est considéré à la PHE soit 1112,47 NGF. Les pressions interstitielles considérées sont directement issues des modélisations d’écoulement interne. Il s’agit d’une situation exceptionnelle de crue, les coefficients appliqués sont les suivants :


3.1.2.4. STABILITE EN CAS DE VIDANGE RAPIDE

Pour chaque profil modélisé, une ligne piézométrique sécuritaire a été retenue (absence de désaturation du remblai). Il s’agit d’une situation transitoire, les coefficients partiels et de modèle appliqués sont donc :


3.1.2.5. STABILITE EN CAS DE SEISME

Le niveau de la retenue est considéré à la cote de la RN soit 1112,10 NGF.

Les hypothèses concernant l’aléa sismique sont conformes aux recommandations émises par le CFBR. Le barrage de classe B est situé en zone d’aléa modéré, l’accélération horizontale maximale à prendre en compte est de 1,9 m/s² et de 1,5 m/s² pour l’accélération verticale. La classe de sol est B, l’accélération horizontale maximale à prendre en compte dans le calcul est donc de 2,56 m/s² et de 2,25 m/s² pour l’accélération verticale.

Il s‘agit d’une situation accidentelle, les coefficients partiels et de modèle appliquées sont donc :

1 pour la cohésion et l’angle de frottement; 1 pour le poids volumique; 1,1 pour le coefficient de modèle.

3.1.2.6. STABILITE EN CAS DE DEFAILLANCE DU DRAINAGE

Cette situation a été modélisée en considérant une perméabilité du drain réduite de 10-4 à 10-6 m/s, la retenue étant à niveau RN.



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3.1.2.7. STABILITE EN CAS DE SEISME + CRUE EXCEPTIONNELLE

Les hypothèses des cas 3.1.2.3 et 3.1.2.5 ont été cumulées.



3.1.3. Profils modélisés

Trois profils sont modélisés :

le profil central de plus grande hauteur située entre le dalot et l’évacuateur de crues, il est représenté par le coupe type de la digue (profil 07);

le profil de plus grande hauteur concernant la partie située sur le versant sud, il s’agit du profil n°10 selon les plans du projet.

le profil le plus défavorable du versant nord, il s’agit du versant nord de la cuvette de la retenue dont le profil sera retravaillé avec une pente de 2,5/1.

Ces profils représentent les profils les plus critiques vis-à-vis des risques d’instabilités.

Les deux premiers profils sont identiques à ceux utilisés dans la modélisation d’écoulement interne.

Figure 12 : Profil du versant nord



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3.1.4. Caractéristiques des matériaux

3.1.4.1. RESULTAT DES RECONNAISSANCES

Lors de la campagne de reconnaissances géotechniques, deux essais de cisaillement ont été réalisés dans la formation de la couverture limono-graveleuse identifiée dans la zone d’emprunt de matériaux. Les résultats montrent une disparité importante dans les valeurs de l’angle de frottement effectif et de la cohésion effective.

3.1.4.2. HYPOTHESES RETENUES POUR LA MODELISATION

Le modèle de comportement retenu pour ces calculs de stabilité est Mohr-Coulomb.

Au vu des résultats des reconnaissances géotechniques, deux configurations possibles de caractéristiques de matériaux correspondant aux essais de cisaillement vont être testées (tableau suivant). Les différentes strates de fondation définies dans la modélisation d’écoulement interne ne sont pas différenciées dans le calcul de stabilité car elles présentent les mêmes caractéristiques mécaniques. Quels que soient les profils étudiés, les caractéristiques mécaniques des matériaux sont identiques pour les deux configurations.

Le tableau suivant présente les caractéristiques mécaniques retenues auxquelles les coefficients partiels de chaque situation devront être appliqués.

Configuration 1 (échantillon PM11) :

Matériau Poids volumique

(kN/m³)

Cohésion effective

(kPa)

Angle de frottement

effectif (°)

Remblai compacté 20 14 31 Sable 18 0 35

Fondation 20 14 31

Configuration 2 (échantillon PM25) :

Matériau Poids volumique

(kN/m³)

Cohésion effective

(kPa)

Angle de frottement

effectif (°)

Remblai compacté 20 10 38 Sable 18 0 35

Fondation 20 14 31

3.2. Résultats

Les résultats fournis par le modèle intègrent les coefficients partiels et les coefficients de modèle. Les facteurs de sécurité donnés dans les tableaux suivants sont donc à comparer à la valeur de 1.

3.2.1.1. STABILITE EN FIN DE CONSTRUCTION

Les résultats sont donnés dans le tableau suivant pour le talus aval:



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Profil Facteur de sécurité

Configuration1

Facteur de sécurité

Configuration 2

Central 1,08 1,25

Versant sud 1,17 1,25

La pente du talus amont est égale à celle du talus aval, les caractéristiques mécaniques et les conditions piézométriques (coefficient Ru=0,4 pour le remblai et les fondations) étant identiques, les facteurs de sécurité et les cercles de glissement sont identiques.

La stabilité est assurée en fin de construction pour les talus amont et aval.

3.2.1.2. STABILITE EN CAS D’EXPLOITATION NORMALE



Configuration1


Configuration 2

Central 1,30 1,42


La stabilité est assurée pour le talus aval en exploitation normale.

3.2.1.3. STABILITE EN CAS DE SITUATION EXCEPTIONNELLE DE CRUE



Configuration1


Configuration 2

Central 1,33 1,58

Versant sud 1,42 1 ,67

La stabilité est assurée pour le talus aval en cas de situation exceptionnelle de crue.

3.2.1.4. STABILITE EN CAS DE VIDANGE RAPIDE.




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Configuration1


Configuration 2

Central 1 1,08

Versant sud 1 1,08

Versant nord 1 1,08

La stabilité est assurée pour le talus amont en cas de vidange rapide ainsi que pour le versant nord.

3.2.1.5. STABILITE EN CAS DE SEISME



Configuration1


Configuration 2

Central 1,09 1,18


La stabilité est assurée pour le talus aval en cas de séisme.

3.2.1.6. STABILITE EN CAS DE DEFAILLANCE DU DRAINAGE



Configuration1


Configuration 2

Central 1,45 1,59

La stabilité est assurée pour le talus aval en cas de défaillance du drainage.



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3.2.1.7. STABILITE EN CAS DE SEISME + CRUE EXCEPTIONNELLE



Configuration1


Configuration 2

Central 1,02 1,16

Versant Sud 1,08 1,24

La stabilité est assurée pour le talus aval en cas de séisme + crue exceptionnelle.

3.2.1.8. STABILITE EN CAS DE SEISME + CRUE EXCEPTIONNELLE AVEC AJOUT D’UNE RISBERME

Pour le profil central en configuration 1, l’ajout d’une risberme permet de porter le facteur de sécurité à 1,06. L’apport n’est en fait pas très significatif car les cercles de glissement les plus pénalisants sont observés dans les couches supérieures de la fondation et non dans le seul remblai, dont la marge de sécurité est supérieure (pour le cas séisme + crue, le facteur de sécurité du remblai considéré seul est d’environ 1,45).

3.3. Synthèse

Dans les conditions de projet, profil du barrage et nature des matériaux constitutifs, les calculs montrent que la stabilité est assurée dans les différents cas étudiés selon les recommandations du CFBR, même sans risbermes.

Cette stabilité est toujours assurée en cas de survenue simultanée d’une crue exceptionnelle et d’un séisme (cas hautement improbable et hors critères de dimensionnement recommandés).

L’ajout de risbermes apporte une marge de sécurité supplémentaire, toutefois limitée car les cercles de glissement critiques sont observés dans les couches supérieures de la fondation et non dans le remblai seul.



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03/03/2016

ANNEXE 5 : ETUDE DE STABILITE GEOLITHE, AOUT 2015

COMMUNE DE LA ROCHE DES ARNAUDS (05)

LIEU DIT LE CHATELARD

MISE EN ŒUVRE D’UN STOCKAGE DE SUBSTITUTION DE LA RESSOURCE EN EAU

ETUDE GEOTECHNIQUE DE CONCEPTION

PHASE AVANT-PROJET

COMPLEMENT D’ETUDE : CALCULS DE STABILITE

A LA DEMANDE ET POUR LE COMPTE DU CANAL DE GAP

Dossier 13-451 I 2 Indice Modifications Date

0 Rapport provisoire : hypothèses 15/09/2013 a Reprise hyp. selon docs. transmis 01/10/2014 b Reprise caractéristiques

géotechniques et réalisation calcul 30/10/2014

Nombre de pages : 30 + annexes


Etude géotechnique d’avant-projet – complément – calculs de stabilité Canal de Gap

13-451_I_2_b_AVP.doc Page 3 sur 30

SOMMAIRE

1 - INTRODUCTION ..................................................................................................... 5

1.1 - Localisation générale ...................................................................................... 5

1.2 - Définition du projet et objectifs de l’étude ...................................................... 6 1.2.1 - Définition du projet ...................................................................................... 6 1.2.2 - Objectifs de ce complément d’étude AVP ......................................................... 6

1.3 - Limites de l’étude ............................................................................................ 6

1.4 - Documents de référence ................................................................................. 6

2 - SYNTHESE DES DONNEES EXISTANTES .................................................................. 7

2.1 - Contexte naturel ............................................................................................. 7 2.1.1 - Morphologie ................................................................................................. 7 2.1.2 - Géologie...................................................................................................... 7 2.1.3 - Hydrologie ................................................................................................... 7

2.2 - Risques naturels ............................................................................................. 7 2.2.1 - Aléa sismique .............................................................................................. 7 2.2.2 - PPRn ........................................................................................................... 8

2.3 - Synthèse des reconnaissances géotechniques ................................................. 8 2.3.1 - Matériaux de la zone d’emprunt ..................................................................... 8 2.3.2 - Terrains de fondation du barrage .................................................................... 9

3 - HYPOTHESES DE CALCUL ..................................................................................... 11

3.1 - Géométrie de l’ouvrage ................................................................................. 11

3.2 - Implantation des profils de calcul ................................................................. 11

3.3 - Profils de calcul ............................................................................................. 12 3.3.1 - Profil P04 (coupe type 5 m < h < 10 m) ........................................................ 12 3.3.2 - Profil P07 (coupe type h > 10 m) ................................................................. 12 3.3.3 - Profil P08 (coupe type 5 m < h < 10 m) ........................................................ 13 3.3.4 - Profil P13 (coupe type h < 5 m) ................................................................... 13

3.4 - Hypothèses géotechniques ............................................................................ 14

3.5 - Hypothèses hydrogéologiques....................................................................... 15

3.6 - Hypothèses hydrauliques .............................................................................. 15

3.7 - Surcharges .................................................................................................... 15

3.8 - Accélérations sismiques ................................................................................ 15

3.9 - Méthodes de calcul ........................................................................................ 16 3.9.1 - Simulation des écoulements interne à l’ouvrage ............................................. 16 3.9.2 - Calculs de stabilité de talus ......................................................................... 16 3.9.3 - Calculs de portance et de tassement ............................................................. 16

3.10 - Calculs et vérification de stabilité ................................................................ 17 3.10.1 - Situations de calcul ................................................................................... 17 3.10.2 - Etats limites de stabilité de talus ................................................................ 17 3.10.3 - Etat limite ultime de rupture par boulance ou érosion interne ......................... 17 3.10.4 - Etats limites de défaut de portance de la fondation / tassements .................... 18

4 - RESULTATS DE CALCUL ........................................................................................ 19

4.1 - Profil P04 ...................................................................................................... 19 4.1.1 - Etats limites d’érosion interne ...................................................................... 19 4.1.2 - Etats limites de stabilité de talus .................................................................. 20

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