Bassin de rétention enterré des eaux pluviales

HOE

E

O

GH

R

A

-

-

Bassin de rétention enterré des eaux

pluviales

Projet d�Atelier de l�Ingénierie

2

1

01

GHO : Royer MaximeREA : Calandre Claire Lorente Ana Monnier Naomi

Tuteur : Céline Bourgeois

3

Sommaire Introduction et données primaires .......................................................................................... 5 1 Calcul de la hauteur d’eau dans l’ovoïde ....................................................................... 7

1.1 Calcul de la pente pour une conduite rectangulaire ............................................................... 7

1.2 Calcul de la pente pour une section trapézoïdale ............................................................ 8 1.3 Calcul de la hauteur d’eau pour une conduite trapézoïdale ................................................... 9 1.4 Calcul de la hauteur d’eau dans l’ovoïde ............................................................................. 10 1.5 Étude de la nature de l’écoulement ....................................................................................... 11

1.5.1 Étude de la nature de l’écoulement à l’amont ............................................................................. 11 1.5.2 Étude du régime de l’écoulement à l’aval ................................................................................... 13

2 Dimensionnement du déversoir latéral ........................................................................ 15 2.1 Données utiles ....................................................................................................................... 15

2.2 Dimensionnement : relation déversoir frontal/déversoir latéral .......................................... 15 2.3 Dimensionnement : discrétisation ........................................................................................ 17

2.3.1 Calcul des hauteurs d’eau dans le canal : .................................................................................... 18 2.3.2 Calcul de l’énergie spécifique en 1 : ........................................................................................... 18 2.3.3 Mise en place du bassin devant le déversoir latéral : .................................................................. 19 2.3.4 Dimensionnement du déversoir .................................................................................................. 21 2.3.5 Dimensionnement du bassin de déversement ............................................................................. 22

3 Dimensionnement de la conduite d’alimentation ........................................................ 25

3.1 Étude des possibilités ............................................................................................................ 25

3.2 Établissement du régime de la ligne d’eau dans la conduite d’alimentation ........................ 28

3.2.1 Calcul de la hauteur critique dans la conduite d’alimentation : c,alh ......................................... 30

3.2.2 Calcul de la ligne d’eau : ............................................................................................................ 30

4 Dimensionnement du bassin .......................................................................................... 31 5 Partie mécanique ............................................................................................................ 35

5.1 Calcul mécanique .................................................................................................................. 35

5.2 Étude de la stabilité des sols ................................................................................................. 36 5.2.1 Contrainte plane .......................................................................................................................... 36

5.2.2 Axisymétrie ................................................................................................................................. 37

5.2.3 Bilan ............................................................................................................................................ 38

5.3 Calculs des risques de soulèvement. ..................................................................................... 39 5.3.1 Frottements sur la paroi moulée .................................................................................................. 39

5.3.2 Comparaison des deux possibilités de bassin, profond ou large. ................................................ 40 5.3.3 Mise en place de pieux ................................................................................................................ 42

5.3.4 Calcul du débit d’infiltration ....................................................................................................... 42

5.3.5 Pompage ..................................................................................................................................... 43

5.4 Calcul des armatures d’acier dans la paroi moulée ............................................................. 44 5.5 Mise en place du soutien de la dalle couvrante..................................................................... 44

5.5.1 Poteaux ....................................................................................................................................... 44

5.5.2 Les poutres .................................................................................................................................. 46

6 Système de pompage et de nettoyage ............................................................................ 47 6.1 Conduite de refoulement....................................................................................................... 47

6.1.1 Choix du diamètre ....................................................................................................................... 47

6.1.2 Étude de l’influence de l’angle du coude : .................................................................................. 50 6.1.4 Choix de la pompe de refoulement ............................................................................................. 51

6.2 Le nettoyage .......................................................................................................................... 52

6.3 La désodorisation .................................................................................................................. 52

BASSIN DE RÉTENTION ENTERRÉ DES EAUX PLUVIALES

4

6.4 La ventilation ......................................................................................................................... 53

6.5 Éléments de métrologies ........................................................................................................ 53 6.6 Maintenance .......................................................................................................................... 53

6.7 Trop plein .............................................................................................................................. 53

7 Dimensionnement du volume d’un bassin d’orage ..................................................... 55

Conclusion ............................................................................................................................... 57

Annexes .................................................................................................................................................. I

Annexe A ....................................................................................................................................... I

Annexe B ..................................................................................................................................... II

Annexe C .................................................................................................................................... IV Annexe D ..................................................................................................................................... V Annexe E .................................................................................................................................... VI

Annexe F .................................................................................................................................. VII Annexe G .................................................................................................................................... IX Annexe H ..................................................................................................................................... X Annexe I ..................................................................................................................................... XI

Annexe J .................................................................................................................................. XIII Listes des tableaux et des figures ........................................................................................ XVIII

5

Introduction et données primaires

Le rôle d’un réseau unitaire est d’évacuer dans une même canalisation les eaux usées domestiques et les eaux pluviales. Il cumule les avantages de l'économie (un seul réseau à construire et à gérer) et de la simplicité. Cependant il nécessite de tenir en compte les brutales variations de débit des eaux pluviales dans la conception des collecteurs et des ouvrages. En effet, lors d’épisodes pluvieux particulièrement intenses (orages), le réseau draine un débit supérieur au débit maximal de la station d’épuration. Afin de stocker ce surplus de débit incident, un bassin d’orage va être mis en place. Le dimensionnement d’un tel ouvrage nous a été confié. Le volume d’eau à stocker a été déterminé par l’hydrogéologie de la région, il représente 6600 m3. Le bassin de rétention est à enterrer sous une zone d’implantation de 50 x110 m. L’étude consiste principalement :

- Mise en place du déversoir ; - Dimensionnement de la conduite d’alimentation ; - Dimensionnement du bassin, étude mécanique, …. ; - Dimensionnent de la conduite de refoulement ; - Mise en place des outils nécessaires à une exploitation correcte du réservoir ;

Par ailleurs, on prendra soin d’accorder un rôle important à l’intégration de l’ouvrage dans son environnement : nuisance sonore, olfactive, … Afin de ne pas gêner la mise en place d’un ouvrage futur, le bassin sera enterré sous le terrain naturel. Les don-nées géotechniques de la zone d’implantation sont répertoriées dans la coupe ci-dessous. Les objectifs de dimen-sionnements et la situation du bassin sont explicités par le plan ci-après.

FIGURE 1 : coupe géotechnique du terrain


6

FIGURE 2 : les données principales

FIGURE 3 : contraintes et objectifs

6

7

1 Calcul de la hauteur d’eau dans l’ovoïde

On commence par calculer la hauteur d’eau dans l’ovoïde, que l’on notera amh . Par des premiers cal-

culs, on se rend compte que la valeur de la pente donnée ne correspond pas à un écoulement à surface libre. On calcule donc une pente cohérente pour la validation de cette condition dans le cas du débit maximal. La pente à

l’amont sera notée ami .

On fera l’approximation que l’on reste à surface libre tant que la surface mouillée n’excède pas 85% de la section totale.

mouillée totaleS 0,85S=

FIGURE 4 : schéma de l’ovoïde

1.1 Calcul de la pente pour une conduite rectangulaire

Afin de trouver une première approximation de la pente, on se place dans une conduite rectangulaire de largeur 0,7m et de hauteur maximale 1,1m.

2totaleS 1,1.0,7 0,77m= =

mouillée totale

2

am

S 0,85.S

0,85.1,1.0,7

0,6545m

h .0,7

====

Donc

amh 0,95m=

On prendra donc une hauteur de 0,9m d’eau qu’il ne faut pas dépasser dans la conduite pour rester en surface libre.

FIGURE 5 : schéma conduite rectangulaire


8

En résolvant l’équation de MANNING STRICKLER pour le débit maximal amont de 3

max,amQ 3,3m / s= , on

trouve une valeur de pente adéquate.

2

3

am am

2

3

SQ Ks .S i

p

0,7.0,93,3 66,7.0,7.0,9 x

0,7 2.0,9

=

= +

On trouve

2ami 3,8.10 m / m−=

Remarque : on peut résoudre la même équation pour amKs 75= , on trouve 2

ami 10 m / m−=

SECTION RECTANGULAIRE

Coefficient de STRICKLER amKs Pente ami [m/m]

66,7 210 m / m−

75 23,8.10 m / m−

TABLEAU 1 : valeur de la pente dans une section rectangulaire, avec une hauteur d’eau de 0,9m

1.2 Calcul de la pente pour une section trapézoïdale

On procède de la même manière que

précédemment, en faisant l’approximation que :

mouillée totaleS 0,85S=

On trouve donc

amh 0,95m=

On prendra dans le calcul

amh 0,9m=

Expression de la section mouillée :

mouillée am

0,8 0,2S (h 0,3).0,8 0,3

2

+= − +

Expression du périmètre mouillé :

mouillé amP 2(h 0,3)0,8 2 2.0,3 0,2= − + +

FIGURE 6 : schéma de la section trapézoïdale

9

On résout l’équation de MANNING STRICKLER

( )( )( )

23

am

0,8 0,20,9 0,3 .0,8 .0,30,8 0,2 23,3 66,7 0,9 0,3 .0,8 .0,3 . .

2 2 0,9 0,3 .0,8 2 2.0,3 0,2

+ − + + = − + − + +

i

On trouve

2

ami 2,89.10 m / m−

Remarque : on peut résoudre la même équation pour amKs 75= , on trouve 2

ami 2,3.10 m / m−=

SECTION TRAPÉZOÏDALE

Coefficient de STRICKLER amKs Pente ami [m/m]

66,7 22,89.10 m / m−

75 22,3.10 m / m−

TABLEAU 2 : valeur de la pente dans une section trapézoïdale, avec une hauteur d’eau de 0,9m

Finalement, on prendra une pente de 2

ami 3.10 m / m−= afin d’assurer l’écoulement en surface libre pour dif-

férents matériaux.

1.3 Calcul de la hauteur d’eau pour une conduite trapézoïdale

On reprend la même section que précédemment. On cherche à déterminer la hauteur d’eau atteinte dans

la conduite pour le débit à partir duquel on doit déverser : 3

refQ 1m / s=

• Hypothèse : h>0;3 Alors,

• Expression de la section mouillée : mouillée am

0,8 0,2S (h 0,3).0,8 0,3

2

+= − +

• Expression du périmètre mouillé : mouillé amP 2(h 0,3)0,8 2 2.0,3 0,2= − + +

On résout de nouveau l’équation de MANNING STRICKLER, mais cette fois on cherche la hauteur d’eau atteinte dans la conduite pour un débit de 1m3/s

2

321 66,7 . 3.10−

=

SS

p

On trouve une hauteur de

amh 43cm=

Remarque : avec amKs 75= on trouve amh 40cm=

SECTION TRAPÉZOÏDALE

Coefficient de Strickler amKs Hauteur d’eau amh [cm]

66,7 43 75 40

TABLEAU 3 : hauteur d’eau dans la section trapézoïdale, pour une pente iam=3.10-2m/m

BASSIN DE RÉTENTION E

10

1.4 Calcul de la hauteur d’eau dans l’ovoïde

Pour calculer une première approximation de cette hauteur, on se place donnée dans les tables suivantes. On prend donc une conduite de 0,8x1,2 au lieu de 0,8x1,1.

Pour un débit de 3refQ 1m / s= :

On veut connaître la hauteur d’eau qui

passe pour ce débit de référence. De la table 100 (cf annexe B), la vitesse correspondante à la section pleine est

H am

1

u 28,350 i

28,350 0,03

4,91ms−

=

=

=Et le débit pleine section est :

H am

3

Q 20,835 i

20,835 0,03

3,6m / s

=

=

= Donc

H

Q 10,2778

Q 3,6= =

Pour 3max,amQ 3,3m / s= :

On procède de la même manière que pr

cédemment, en utilisant les tables : On a

3HQ 3,6m / s=

Et

Hu 4,91m / s=

Donc

FIGURE 7 : schéma de l’ovoïde pour un débit de 1m

ASSIN DE RÉTENTION ENTERRÉ DES EAUX PLUVIALES

Calcul de la hauteur d’eau dans l’ovoïde

Pour calculer une première approximation de cette hauteur, on se place dans le cas de conduite classique donnée dans les tables suivantes. On prend donc une conduite de 0,8x1,2 au lieu de 0,8x1,1.

Q 1m / s:

On veut connaître la hauteur d’eau qui de référence. De la table 100 (cf

annexe B), la vitesse correspondante à la section

28,350 0,03

H am

0,2778

Ce qui correspond d’après la table 98 (B) à

h0,4

H=

Donc

h 0,4H

0,4.1,2

48cm

===

Et

H

u0,867

u=

Donc

u 0,867u

0,867.4,91

4,25m / s

===

Finalement le débit

s’écoule dans la conduite à une profondeur de 48 cm et une vitesse de 4,25 m/s.

manière que pré-

Q 3,6m / s

u 4,91m / s

H

Q 3,3

Q 3,6= =

D’après la table 98 (cf Annexe B)

h0,8

H=

Donc

h 0,8.1,2

96cm

==

schéma de l’ovoïde pour un débit de 1m3/s

dans le cas de conduite classique donnée dans les tables suivantes. On prend donc une conduite de 0,8x1,2 au lieu de 0,8x1,1.

d’après la table 98 (cf Annexe

0,4

h 0,4H

0,4.1,2

48cm

0,867

Hu 0,867u

0,867.4,91

4,25m / s

Finalement le débit 3

refQ 1m / s=

s’écoule dans la conduite à une profondeur de 48 cm et une vitesse de 4,25 m/s.

0,916= =

(cf Annexe B),

0,8

h 0,8.1,2

96cm

1.5 Étude de la nature de

1.5.1 Étude de la nature de l’écoulement à l’amont

Pour trouver la nature de l’écoulement, on calcul le nombre de

Avec :

- amL : largeur au miroir [m]

- S : section mouillée [m

FIGURE 8 : schéma de l’ovoïde pour un débit de 3,3m

FIGURE

Finalement, pour ce débit

3max,amQ 3,3m / s=

dans la conduite est de96 cm.

Étude de la nature de l’écoulement

Étude de la nature de l’écoulement à l’amont

Pour trouver la nature de l’écoulement, on calcul le nombre de FROUDE : 2

amam 3

Q LFr

gS=

: largeur au miroir [m] ; 2m ] ;

schéma de l’ovoïde pour un débit de 3,3m3/s

11

IGURE 9 : schéma de l’ovoïde

Lam

Finalement, pour ce débit 3Q 3,3m / s, la hauteur d’eau

dans la conduite est de96 cm.

h am


12

Pour 3max,amQ 3,3m / s= :

h

0,8H

=

Donc, d’après la table 98,

2am

S0,9504

D=

Soit

2S 0,6m=

On prendra une largeur au miroir environ égale à

amL 0,8m≃

Donc 2

am 3

3,3 0,8Fr

9,81.0,6

2,02 1

=

= >

Le régime est donc torrentiel.

Pour 3refQ 1m / s= :

h 0,480,4

H 1,2= =

D’après la table 98,

2

S=0,37

D

Soit 2S 0,2368m=

On prend une largeur au miroir environ égale à

amL 0,7m≃

Donc 2

am 3

1 0,7Fr

9,81.0,2368

2,31 1

=

= >

La encore le régime est torrentiel.

On supposera donc que le régime est torrentiel pour tous les débits passant à l’amont.

FIGURE 10 : schéma de l’ovoïde pour Q=3,3 m3/s

FIGURE 11 : schéma de l’ovoïde pour Q=1 m3/s

13

1.5.2 Étude du régime de l’écoulement à l’aval

Pour 3max,amQ 0,3m / s=

On procédant de la même manière pour le calcul de la hauteur d’eau, on trouve

avh 0,24m=

Soit

2S 0,086m=

On prend une largeur au miroir de

avL 0,5m=

Donc

2

av 3

0,3 0,5Fr

9,81.0,086

8,95 1

=

= >

Le régime est torrentiel, ce qui signifie que les condi-tions sur l’écoulement sont imposées par l’amont, (dans la plupart des cas), ce qui est positif dans notre étude. En effet on veut contrôler le régime aval. Le régime Torrentiel est conservé en amont et en aval, il n’y aura donc pas de ressaut au niveau du déversoir.

FIGURE 12 : schéma de l’ovoïde pour Q=0,3 m3/s


14

15

2 Dimensionnement du déversoir latéral

Dans un premier temps nous avons identifié les grandeurs que l’on avait pour avoir les ordres de gran-deurs des débits passant à l’aval et sur le déversoir que nous devons dimensionner.

2.1 Données utiles

• Pente de la conduite amont en forme d’ovoïde : 2

ami 3.10 m / m−=

• Dimensions de l’ovoïde : 0.8*1.2

• Caractéristiques aval :

- Débit : 3

avQ 1m / s=

- Débit maximal : 3

av,maxQ 1,3m / s=

- Hauteur d’eau : 3

am avh (Q 1m / s) 0,48m= =


am avh (Q 1,3m / s) 0,53m= =

• Caractéristiques amont :

- Débit 3

am,maxQ 3,3m / s=


am am,maxh (Q 3,3m / s) 0,96m= =

• Débit de référence à partir duquel on doit déverser : 3refQ 1m / s=

Le déversoir va agir suivant la courbe ce dessous, c’est pourquoi le débit passant à l’aval n’est pas tout le temps

31m / s

FIGURE 13 : principe de fonctionnement hydraulique du déversoir d’orage

2.2 Dimensionnement : relation déversoir frontal/déversoir latéral Afin de dimensionner le déversoir nous avons tout d’abord utilisé les relations de passage entre déver-

soir latéral et déversoir frontal.

Le déversement doit ce faire pour un débit supérieur à 3

refQ 1m / s= ce qui correspond, pour une en forme

d’ovoïde, à une hauteur de 0.48m. Nous allons donc positionner le haut du déversoir à 0.48m. Pour calculer la longueur du déversoir, nous avons utilisé deux approximations : 1ère approximation : utilisation de la formule de COLEMAN ET SMITH . En théorie, cette formule est utilisée en régime torrentiel dans un canal :

1.434 1.2786

dev dev amQ 0.1073.L h=


16

Avec :

- devQ : le débit à déverser 3m / s

- devL L : la longueur déversante [m]

- amh : la hauteur d’eau en amont du déversoir [m]

Soit :

1,434 1,27861,3 0,1073.L 0,96=

On trouve :

devL 6,39m=

La longueur trouvée est trop grande à mettre en place. 2ème approximation : on applique la formule de DOMINGEZ. Quelque soit le régime de l’écoulement, on a :

dev dev d dQ m L h 2gh= φ

Avec :

- dh : hauteur d’eau au niveau du seuil [m] : d am seuilh h h= −

- φ coefficient choisi dans le tableau suivant :

VALEUR DU COEFFICIENT ϕ

Régime fluvial Régime torrentiel : am

av

h1

h>

ϕ

0 ∞ 0,4

0,05 20 0,417 0,1 10 0,443 0,2 5 0,491 0,3 3,33 0,542 0,4 2,5 0598 0,5 2 0,659 0,6 1,67 0,722 0,7 1,43 0,784 0,8 1,25 0,856 0,9 1,11 0,924 1 1 1

TABLEAU 4 : valeurs du coefficient ϕ

-m : coefficient choisi dans le tableau suivant :

VALEUR DU COEFFICIENT M Charge moyenne (m)

0,1 0,15 0,2 0,3 0,5 0,7

Crête mince, nappe libre 0,37 0,36 0,355 0,35 0,35 0,35

Crête épaisse et arrondie 0,315 0,320 0,320 0,325 0,325 0,33

Crête épaisse à arêtes vives 0,270 0,270 0,27- 0,275 0,276 0,280 TABLEAU 5 : valeurs du coefficient m

Ici, on veut faire un déversoir à crête mince. La charge au niveau du déversoir sera entre 0 et 0.96-0.48 = 0.48m Nous pouvons donc prendre comme charge moyenne la charge 0.3 ce qui nous donne un m de :

m=0,35 Cas d’étude :

Calcul de dh :

d am seuilh h h 0,96 0,48 0,48m= − = − =

Calcul de φ :

amh 0,48mDonc

D’après le tableau,

On trouve alors, à l’aide la formule énoncée précédemment,

Cette valeur est trop importante pour retenir cette solution, nous ne pouvons pas la

2.3 Dimensionnement : discrétisation

FIGURE

Ces méthodes empiriques nous amènent à des longueurs trop importantes, de plus elles sont expérimentales. Nous avons essayé de dimensionner le dévesoir autrement, en faisant l’approximation d’un canal rectanglaire et en utilisant la formule de MARCHI.

Les conditions pour appliquer les équations

- Canal rectangulaire et prismatique

- Énergie spécifique constante entre les sections 1 et 2

- Le déversoir doit être un déversoir à crête mince avec de bonnes aérations

- Le facteur d’énergie cinétique est de 1

amh 0,48m= avh 0,53 0,48 0,05= − =

am

av

h 0,489,6

h 0,05= =

0,443φ =

On trouve alors, à l’aide la formule énoncée précédemment,

L=8,75 m Cette valeur est trop importante pour retenir cette solution, nous ne pouvons pas la mettre en œuvre.

: discrétisation

IGURE 14 : dessin du positionnement du déversoir

Ces méthodes empiriques nous amènent à des longueurs trop importantes, de

Nous essayé de dimensionner le déver-

soir autrement, en faisant l’approximation d’un canal rectangu-laire et en utilisant la formule de DE

Les conditions pour appliquer les équations de DE MARCHI sont :

Canal rectangulaire et prismatique

Énergie spécifique constante entre les sections 1 et 2

Le déversoir doit être un déversoir à crête mince avec de bonnes aérations

Le facteur d’énergie cinétique est de 1

FIGURE 15 : classification des débits

17

mettre en œuvre.

: classification des débits


18

2.3.1 Calcul des hauteurs d’eau dans le canal :

On applique la formule de MANNING STRICKLER : 2

3

2

3

2

32

Q Ks.S.R i

bhKs.bh. i

b 2h

0,8h75.0,8h 3.10

0,8 2h−

=

= +

= +

• Calcul de la hauteur pour le débit 3

avQ 1m / s= :

On trouve

h 0,44m=

• Calcul de la hauteur d’eau pour le débit 3

am,maxQ 3,3m / s=

On trouve

h=0,93m

• Calcul de la hauteur d’eau pour le débit de référence de déversement : 3refQ 2m / s=

• Calcul de la hauteur d’eau pour lé débit maximal passant à l’aval 3

av,maxQ 1,3m / s= :

On trouve

h=0,51m La hauteur du déversoir est donc de h=0.44m, la valeur la plus petite entre les différents h dus aux différents débits.

• Calcul de la hauteur critique : On a

12 3

c 2

Qh

gb

=

On trouve, pour le débit maximal,

12 3

c 2

3,3h 1,2m

g.0,8

= =

2.3.2 Calcul de l’énergie spécifique en 1 :

22

21

S1 max max

3,3QV 0,8.1,53S

H h h 1,53 1,93m2g 2g 2g

= + = + = + =

On applique la conservation de l’énergie spécifique :

2

max,av

2S1 S2 2 2

Q 1,30,8.hS

H H h h 1,932g 2g

= = + = + =

On trouve

Nous rencontrons un problème, en effet, nous sommes en que l’eau se déverse uniquement sur une partie du déversoir.Cette méthode ne convient pas. Nous avons donc pensé à d’autres alternatives

- Faire un système avec deux déversoirs latéraux.

- Faire un bassin devant le déversoir latéral afin de stabiliser la ligne d’eau passant devant le dversoir et mettre une vanne.

2.3.3 Mise en place du bassin devant le déversoir latéral

Pour le débit aval, nous obtenons donc en faisant

Avec :

- v : la vitesse à la sortie du bassin

- b : largeur du bassin [m]

- avalQ : débit passant à l’aval [m

- avP' : profondeur du bassin [m]

FIGURE 17 : coupe longitudinale au niveau du déversoir

2h 0,25m=

Nous rencontrons un problème, en effet, nous sommes en dessous de la hauteur du déversoir, ce qui veut dire que l’eau se déverse uniquement sur une partie du déversoir.

alternatives :

Faire un système avec deux déversoirs latéraux.

aire un bassin devant le déversoir latéral afin de stabiliser la ligne d’eau passant devant le dé-versoir et mettre une vanne.

Mise en place du bassin devant le déversoir latéral :

Pour dimensionner le bassin dvant le déversoir latéral, nous avons tout d’abord fixé une logueur de bassin de 5m afin d’avoir un bassin assez long pour pemettre un écoulement avec de faibles vitesses en sortie.Nous nous sommes fixés une vitesse de v=0.15m/s à la sortie du bassin à ne pas dépasser afin de pouvoir considérer notre déversoir comme un déversoir frontal.

Pour le débit aval, nous obtenons donc en faisant varier la hauteur le tableau suivant :

avalav

QP'

bv=

: la vitesse à la sortie du bassin [m/s]

: débit passant à l’aval [m3/s] : 3

avalQ 1,3m / s=

: profondeur du bassin [m]

FIGURE 16 : schéma du déversoir latéral

coupe longitudinale au niveau du déversoir

19

dessous de la hauteur du déversoir, ce qui veut dire

Pour dimensionner le bassin de-vant le déversoir latéral, nous avons tout d’abord fixé une lon-gueur de bassin de 5m afin d’avoir un bassin assez long pour per-mettre un écoulement avec de faibles vitesses en sortie. Nous nous sommes fixés une vitesse de v=0.15m/s à la sortie du bassin à ne pas dépasser afin de pouvoir considérer notre déversoir comme un déversoir frontal.

: schéma du déversoir latéral


20

CORRESPONDANCE LARGEUR/PROFONDEUR DU BASSIN

Largeur : b [m] Profondeur : avP' [m]

0.5 17.33

1 8.67

1.5 5.78

2 4.33 2.5 3.47

3 2.89

3.25 2.67

3.5 2.48

4 2.16

TABLEAU 6 : correspondance entre largeur et profondeur du bassin au niveau du déversoir

Nous avons décidé de prendre la valeur de b et de avP' de façon à avoir un bassin plus large que profond.

On prend :

b=3,25m Donc

avP' 2,67m=

La hauteur totale du bassin sera donc

totale avH P' (1,2 0,53) R= + − +

Avec R représentant la revanche. On choisi de prendre une revanche de R=10cm, on trouve alors :

totaleH 3,44m=

La hauteur d’eau que nous avons en amont à la sortie de la conduite est donc :

am avh P' 0,53 0,96 Z= − + + ∆

Avec

2Z L.3.10 0,15−∆ = = ($$)

Donc

amh 3,25m=

La hauteur totale de la conduite par rapport au fond du bassin est donc

totaleH 3,25 0,96 1,2 3,49m= − + =

Cette valeur est plus grande que la hauteur à l’aval, nous allons donc prendre une revanche de 10 cm ce qui fait une hauteur totale du bassin de 3.59m nous arrondirons à 3,6m. Cette valeur est plus grande que la hauteur à l’aval. Afin d’avoir un bassin de même hauteur, la revanche à l’aval sera

avalR 3,59 3,44 0,1 0,25m= − + =

au lieu de 0.10m précédemment. Sachant que la longueur du déversoir est ld, par question de sécurité, pour avoir un écoulement avec des vitesses faibles en amont du déversoir il faut avoir une largeur devant le déversoir de

0 db 4h 1,96m= =

La largeur totale de notre bassin sera donc de

totale 0b b b 5,21m= + =

21

FIGURE 18 : coupe longitudinale au niveau du déversoir

FIGURE 19 : schéma vue plan au niveau du déversoir

2.3.4 Dimensionnement du déversoir

Le déversoir peut être maintenant considéré comme un déversoir frontal. Il doit déverser à partir du dé-

bit 3

refQ 1m / s= , c’est à dire pour une hauteur d’eau dans l’ovoïde de 0.48m. Or la profondeur du bassin par

rapport à la conduite d’alimentation sera de 2.29 m, d’où la hauteur totale du déversoir par rapport au radier du bassin sera de

totaleH 2,29 9,48 2,77m= + =

On applique la formule du déversoir :

3d d dQ ml 2gh=

Avec

- dQ le débit à déverser [ 3m / s] : 3

dQ 2m / s=

- dh la hauteur au dessus du seuil déversant [m] :

3 3dh h(Q 3m / s) h(Q 1m / s) 0,49m= = − = =

- m : coefficient de débit : m=0,34 On trouve

dl 3,87m=


22

Décrochement :

dle 0,387 m10

= =

La longueur totale du déversoir est donc :

bassin dl l 2e 3,87 2.0,387 4,64m= + = + =

2.3.5 Dimensionnement du bassin de déversement

FIGURE 20 : coupe longitudinale

Le fond du bassin de déversement va être callé au niveau du départ de la conduite d’alimentation du bassin. La profondeur du bassin sera donc de 1.2m. La largeur du bassin sera de la même largeur que le déversoir c’est à dire :

bassinl 4,64m=

En appliquant le principe fondamental de la dynamique, on obtient en projetant selon x puis selon z :

x

z

dV0

dtdV

gdt

= =

La longueur du déversoir se calculera par la conservation d’énergie entre la lame d’eau sur le déversoir et la lame d’eau au fond du bassin :

0

0

x 0

x V

x V t

= = =

ɺɺ

ɺ

2

z g

z gt

1z gt

2

=

= =

ɺɺ

ɺ

Donc

2

0

g xz

2 V

=

23

Avec

3OV 0,7 2gh(Q 2m / s)= =

La longueur Li correspond à l’abscisse x pour

z=0.7 h+1,2 On trouve

Li=1.265m Pour prendre en compte les remous, nous pouvons prendre une largeur de 1.5m.


24

25

3 Dimensionnement de la conduite d’alimentation 3.1 Étude des possibilités

On veut faire passer dans la conduite d’alimentation un débit Q de 2m3/s. On décide de prendre une conduite circulaire.

2dS= (θ-sinθ)

8 S d sinθ

θR= = 1-

p 4 p

p=2

θ

h=R(1-cosθ

)2

Méthodologie :

- On se fixe la pente ali [m/m] ;

- On se fixe � [rad] tel que :

mouillée totaleS 0,85.S=

Soit

2 2d d0,85 ( sin )

4 84,39rad

251

π = θ − θ

θ == °

- On cherche à calculer alD [m] à l’aide de la formule de MANNING STRICKLER ;

- Calcul de la hauteur d’eau n,alh [m] en régime uniforme ;

aln,al

al

Dh (1 cos )

2 20,79D

θ= −

=

FIGURE 21 : schéma de la conduite d’alimentation

ϴ

Dal

h n,a

l

Smouillée=0,85Stotale


26

FIGURE 22 : schéma pente conduite d’alimentation

1er cas :

Pour le choix de la pente, on décide que l’on descend au maximum de 1 mètre entre la prise d’eau amont et l’entrée de la conduite dans le bassin (cf FIGURE 22). On prendra une distance de 160m entre les deux extrémi-tés de cette conduite.

-3al

1i = =6,25.10 m/m

160

Angle : 4,39radθ = Calcul du diamètre avec la formule de MANNING

STRICKLER : 23Q=Ks.S.R . i

22 3

-3al alD D sinθ2=75× ×(θ-sinθ)× × 1- . 6,25.10

8 4 θ

2

-33

al2alD D sin4,39

2=75× ×(4,39-sin4,39)× × 1- 6,25.108 4 4,39

On trouve

alD 1= ,04m

Hauteur d’eau :

aln,alh =0,79D

=0,79.1.04

=0,82m

(cf récapitulatif TABLEAU 7)

1er cas bis : On regarde l’influence sur le diamètre de cette con-duite si on en met deux strictement identiques en paral-lèle. Comme les conduites sont strictement identiques, le débit sera réparti de la même manière dans chacune des conduites, et sera divisé par 2. Pente : même que le cas 1 :

-3ali =6,25.10 m/m

Calcul du diamètre d’une des deux conduites : on utilise la formule de MANNING STRICKLER. On résout :

22 3

-3al alD D sin4,391=75. (4,39-sin4,39). × 1- 6,25.10

8 4 4,39

On trouve

alD =0,80m

Hauteur d’eau :

n,al alh =0,79D

=0,79.0,80

=0,63m

(cf récapitulatif TABLEAU 7)

27

2ème cas : On regarde les variations du diamètre de la conduite d’alimentation si l’on change la pente. Pente : on perd 50cm sur les 160m (cf FIGURE 22).

-3al

0,5i = =3,125.10 m/m

160

Calcul du diamètre : On résout :

22 3

-3al alD D sin4,392=75. .(4,39-sin4,39) × 1- 3,125.10

8 4 4,39

On trouve :

alD =1,19m

Hauteur d’eau : on trouve une hauteur d’eau de 0,95 m. (cf récapitulatif TABLEAU 7)

2ème cas bis : On garde la même pente, mais on regarde le diamètre que l’on aurait si on mettait deux conduites en paral-lèle strictement identiques. Pente :

-3ali =3,125.10 m/m

Calcul du diamètre d’une des deux conduites :

22 3

-3al alD D sin4,391=75. (4,39-sin4,39) × 1- 3,125.10

8 4 4,39

On trouve

alD =0,92m

Hauteur d’eau : la hauteur d’eau dans la conduite en régime uniforme est de 0,73 m. (cf récapitulatif TABLEAU 7)

3ème cas : On perd 1,50m pour 160m (cf FIGURE 22). Pente :

-3al

1,5i = =9,37.10 m/m

160

Calcul du diamètre :

22 3

-3al alD D sin4,392=75. (4,39-sin4,39) × 1- 9,37.10

8 4 4,39

On trouve

alD =0,97m

Hauteur d’eau : on obtient une hauteur de 0,77 m. (cf récapitulatif TABLEAU 7)

3ème cas bis : Comme précédemment, on place deux conduites. Pente :

-3ali =9,37.10 m/m

Calcul du diamètre d’une des conduites :

22 3

-3al alD D sin4,391=75. (4,39-sin4,39) × 1- 9,37.10

8 4 4,39

On trouve

alD =0,75m

Hauteur d’eau : la hauteur d’eau est alors de 0,59 m. (cf récapitulatif TABLEAU 7)


28

Tableau récapitulatif des 6 cas étudiés :

SECTION CIRCULAIRE

Pente (m/m 1er cas : �, �� × �� 2ème cas : , �� × �� 3ème cas : �, � × ��

1 conduite 2 conduites 1 conduite 2 conduites 1 conduite 2 conduites

alD [m] 1,04 0,80 1,19 0,92 0,97 0,75

alR [m] 0,52 0,4 0,595 0,46 0,485 0,375

h [m] 0,82 0,63 0,95 0,73 0,77 0,59 TABLEAU 7 : récapitulatif des cas étudiés pour une conduite d’alimentation circulaire

A partir de ces premiers résultats obtenus, on décide de ne plus tenir compte du 3ème cas étudié : la pente est trop forte et cela n’entraîne pas de diminution de diamètres telle. De même, on ne mettra qu’une seule conduite, car d’après le tableau, on peut noter que le fait de mettre deux conduites en parallèle ne permet pas de réduire signi-ficativement le diamètre de celles-ci par rapport aux coûts de mise en place. La diminution du diamètre est de 22% en moyenne. La différence est si faible car l’eau s’écoule plus vite dans des canalisations plus larges (moins de surface de frottement).

3.2 Établissement du régime de la ligne d’eau dans la conduite d’alimentation On s’intéresse au calcul du nombre de FROUDE dans la conduite d’alimentation.

( )

2al

al al 33 2

al

θQ D .sin

Q²L 2Fr =

gS Dg θ-sin

8

=

θ

Avec :

- alL : la largeur au miroir de la conduite d’alimentation [m] ;

al al

θL =D sin

2

- S : section mouillée de la conduite d’alimentation [m2] ;

2d

S= (θ-sin )8

θ

1er cas : -3

ali =6,25.10 m / m

alD 1= ,04m

al 32

4,392².1,04.sin

2Fr =

1,04 4,399,81 4,39-sin

8 2

alFr =0,95

Le régime est plutôt fluvial, mais assez proche du critique.

2ème cas : -3

ali =3,125.10 m/m

alD =1,19m

al 32

4,392².1,19.sin

2Fr =

1,19 4,399,81 4,39-sin

8 2

alFr =0,68

Le régime est alors clairement fluvial.

29

Dans la littérature, on trouve que les diamètres standards de conduites circulaires en BA sont : 200-300-400-500-600-700-800-1000-1200-1400-1500-1600-… ; Afin de faciliter l’étude on se placera en régime fluvial. On prendra donc un diamètre standard de conduite circu-

laire de alD 1= ,20m qui se rapproche plus de alD =1,19m.

On calcule la nouvelle pente qui permet de garder l’angle ϴ calculé précédemment de 4,39 rad qui permet de toujours vérifier la condition

mouillée totaleS 0,85.S=

Là encore ou utilise la formule de MANNING-STRICKLER, mais cette fois avec pour inconnue la pente ali .

22 3al al

al

D D sin4,392=75. (4,39-sin4,39) × 1- i

8 4 4,39

On trouve

-3ali =2,95.10 m/m

La formule pour le calcul de la hauteur d’eau est la même que précédemment :

aln,al

al

Dh (1 cos )

2 20,79D

θ= −

=

Soit, dans ce cas :

n,alh =0,79×1,2=0,95m

DIAMÈTRE DE LA CONDUITE D ’ALIMENTATION Pente -3

ali =3,125.10 m/m -3ali =2,95.10 m/m

Dal [m] 1,19 1,2 R 0,595 0,60

hn,al [m] 0,94 0,95 TABLEAU 8 : diamètre de la conduite d’alimentation

Que l’on arrondie dans le sens sécuritaire à :

-3ali =3.10 m/m

Finalement, au lieu de descendre d’une hauteur de 50cm sur 160m, on descend de 48 cm sur cette même dis-tance.

Pour assurer la coupure hydraulique au niveau de la conduite, on placera le haut de la conduite au même niveau que le déversoir latéral. Comme vu précédemment, la pente est faible. On pourra donc observer une ligne d’abaissement de type F2 dans la conduite, le régime est alors fluvial. On admettra qu’au droit de la chute dans le bassin, la ligne d’eau passe par la hauteur critique.

Pour un calcul plus précis, il faudrait considérer c,al0,72 h

FIGURE 23 : schéma positionnement conduite


30

3.2.1 Calcul de la hauteur critique dans la conduite d’alimentation : c,alh

Par définition de la hauteur critique, on a

2al c,al2

3c,al

Q L (h )Fr 1 1

gS(h )= ⇔ =

Pour une conduite circulaire :

2 c,alal

32al

c,al c,al

2 c,al

32

c,al c,al

Q D sin2 1

Dg ( sin

8

2 1,2sin2 1

1,29,81 ( sin

8

θ

=

θ − θ

θ

=

θ − θ

On trouve alors l’angle correspondant à cette hauteur critique dans la conduite d’alimentation :

c,al 3,74 radθ =

Ce qui correspond alors à une hauteur critique dans la conduite d’alimentation de :

c,alalc,al

Dh (1 cos )

2 21,2 3,74

(1 cos )2 2

0,78m

θ= −

= −

=

3.2.2 Calcul de la ligne d’eau :

En faisant le calcul de la ligne d’eau, on peut montrer que l’on atteint la hauteur normale 27 m en amont de l’extrémité de la conduite d’alimentation. Le régime est donc uniforme bien en amont de la conduite. Pour le calcul de la ligne d’eau cf Annexes F et G.

FIGURE 24 : hauteur critique, conduite d’alimentation

31

4 Dimensionnement du bassin Récapitulatif : à ce stade de l’étude, la conduite d’alimentation est définie de la manière suivante. Il s’agit d’une conduite circulaire de :

n,al

D 1,2m

h 0,95m

==

Pour l’étude du bassin, on étudiera deux configurations « extrèmes » de celui-ci.

- Le premier cas consiste à prendre le diamètre le plus grand possible, pour avoir un bassin de faible profondeur.

- Le deuxième cas consiste à placer le bassin le plus bas possible sans aller creuser au niveau des marnes. On se garde une marge de 50cm au dessus du niveau des marnes. On pourra donc placer le bassin au plus bas à la côte de 111,5m.

Dans les deux cas, on considèrera que la hauteur d’eau utile est située à la même côte que la hauteur critique de la conduite d’alimentation.

1er cas 2ème cas Dimensions du bassin

bassin

u,bassin

D 45m

h 4,15m

==

bassin

u,bassin

D 35m

h 6,85m

==

Schéma du bassin cf FIGURE 27

cf FIGURE 28

Étude du diamètre minimal du compartiment : 500m3

FIGURE 25 : étude du diamètre minimal du compartiment

3bassin

3

Da .3.10

245

.3.102

6,75cm

−

−

=

=

= Pour des raisons de simplifications, on prendra une valeur de a de 5cm. Ce qui correspond une hauteur de murs du comparti-ment de :

murs,comph 4,15 0,78 0,05

3,32m

= − −

=

Ce qui correspond à un diamètre de

comp,minD 13,84m=

De la même manière, on a a=5,25 cm

La encore, on prendra a=5cm

murs,comph 6,85 0,78 0,05

6,02m

= − −

=

Ce qui correspond à

comp,minD 10,28m=


32

Afin d’optimiser le choix du diamètre du compartiment (compris entre surface au sol à nettoyer, hauteur des murs entrainant des coûts de construction), on calcule la surface des murs à volume constant, ainsi que la surface au sol.

2

compcomp murs,comp

DV h

4= π

Soit

comp

lat ,comp murs,compcomp

4VS Dh

D= π =

FIGURE 26 : évolution des différentes surfaces en fonction du diamètre

Slat,min=144,5m²

Slat,min=194,55m²

On calcule le compD en prenant comme hauteur des murs du compartiment la moitié de la hauteur totale :

utilecomp

hh

2=

comp

4,15h 2,075m 2m

2= = ∼

Soit compD 17,52m 18m= ∼

2latS 114,15m=

2solS 241m=

comp

6,85h 3,425m 3,5m

2= = ∼

Soit

compD 13,64m 14m= ∼

2latS 146,62m=

2solS 146m=

0

500

1000

1500

2000

0 10 20 30 40 50

Sur

face

(m

2 )

Diamètre du compartiment

EVOLUTION DE LA SURFACE AU SOL ET

DES MURS EN FONCTION DU DIAMÈTRE

DU COMPARTIMENT

Slat

Ssol

Stot

FIGURE

FIGURE

IGURE 27 : schéma du bassin de diamètre 45m (1er cas)

IGURE 28 : schéma du bassin de diamètre 35m (2ème cas)

33


34

35

5 Partie mécanique 5.1 Calcul mécanique On fait le calcul mécanique de la fiche correspondant au bassin de grand diamètre. Dimensions :

- Fiche : 15 m - Fouille : 10 m

Les caractéristiques du sol sont les suivantes :

FIGURE 29 : forces de poussée

Pour la poussée active on a une rupture de pente de la distribution de pressions sur la paroi. On utilise le coeffi-cient suivant :

�� = 1 − sin �1 + sin �

Pour la poussée passive, l’expression du coefficient est :

� = 1 + sin �1 − "#$� = 1��

D’où on a obtenu trois valeurs de K a pour les trois différents sols et K p pour les marnes.

COEFFICIENTS SELON LES MATÉRIAUX Coefficients Limons Alluvions Marnes

Ka 0,455 0,27 0,406

Kp 2,46

TABLEAU 9 : coefficients Ka et Kp

Les valeurs obtenues sont pour les contraintes effectives et la poussée de l’eau : P’act = 442,25 KN/m P’pas = 369,45 KN/m Peau,act = 1125 KN/m Peau,pas = 125 KN/m La force résultante qu’on a sur la surface poussant est de 1567,25 KN/m et sur la surface butant 494,45 KN/m. La différence entre ces deux forces nous donne la valeur de la force d’ancrage qu’on doit mettre parce qu’on ne vérifie pas l’équilibre de forces horizontales. On a alors F = 1072.8 kN/m. Pour le point d’application on doit vérifier l’équilibre de moments respect le point O. Cela nous donne un écart de 0,17 m depuis O. D’après notre modélisation, un tirant est nécessaire un peu au dessus du fond de fouille. La modélisation est très approximative. Le sol n’est pas dans les deux configurations extrêmes de butée ou poussée. Avec la modélisation en axisymètrie la force est reprise par l’effet d’anneau.


36

5.2 Étude de la stabilité des sols Voici la démarche d’étude pour la validation de la tenue des sols à la construction du bassin Pour l’étude sur PLAXIS , on fait l’étude des deux bassins « extrêmes » : un petit diamètre, et un grand diamètre. De plus, nous avons fait l’étude selon deux configurations :

- axisymétrie - contrainte plane

L’étude comprend le calcul du débit à pomper lors de l’excavation. Pour se faire, la nappe sera toujours dans la modélisation affleurant au sol, ce qui correspond au cas le plus défavorable. En effet, le cas des eaux exception-nelles (nappe 50 cm au dessus du sol) n’a pas pu être modélisé, et n’augmente pas les risques de soulèvement par rapport au cas précédent. On recherchera la profondeur minimal de la paroi moulée pour assurer a stabilité de l’ouvrage et limiter le débit à pomper en construction et exploitation.

5.2.1 Contrainte plane On a commencé par réaliser deux essais de modélisation avec des paramètres arbitraires. Dans une troisième étude, nous avons corrigé les paramètres pour se rapprocher des caractéristiques réelles des sols, et fait différentes études : 1ère étude : fiche de 17,5 m La vitesse maximale de l’eau est de 11.10-3 m/jour, ce qui est une vitesse très faible. En effet, la fiche est profonde, et est enfoncée dans la couche peu perméable des marnes. Par ailleurs, il y a de nombreux points plastiques, principa-lement à la base de la fouille. C’est à cet endroit qu’il y a des risques de rupture, et ce malgré la profondeur de la paroi. 2ème étude : fiche de 13 m Instabilité de l’ouvrage : rupture dès l’excavation de la couche de limons. 3ème étude : fiche de 15m Cette fois ci la rupture a lieu lors de l’excavation de la dernière couche d’alluvions. On observe bien un glisse-ment du sol selon un plan à 45°. Par ailleurs, il y a de très nombreux points plastiques à la base de la fouille. Il n’est pas possible de construire une fouille si profonde sans disposer une paroi moulé très profonde (en con-trainte plane).

FIGURE 30 : points plastiques fiche de 17,5 m

37

FIGURE 31 : points plastiques fiche 15m

En effet, la fiche est plus courte, et moins ancrée dans les matériaux rigides. Les apports d’eau sont légèrement plus importants (fiche plus courte). 4ème étude : On a réalisé un essai en mettant un tirant au niveau des alluvions. Cet essai ne semble pas pertinent.

5.2.2 Axisymétrie Petit Diamètre 1er étude : fiche de 15m Au niveau du réseau d’eau :le flux d’eau est assez faible : Qeau = 2,91m3/jour=121 l/h Ici les infiltrations d’eau ne sont pas une con-trainte pour le bon déroulement des travaux. On notera que le flux et fort dans les limons per-méables, ce sont les pertes de charges dans les marnes qui limitent le débit. La fiche parait surdimensionnée par rapport aux besoins. On étudie donc une fiche plus courte (12m) 2ème étude : fiche de 12m Qeau=7,5 m3/jour=310 l/h Le débit est plus important mais reste modéré, et ne nécessite qu’une petite pompe. Mécaniquement, la stabilité de l’ouvrage est assurée. Les déplacements sont corrects (moins de 10 cm). Grand diamètre 1ère étude : fiche de 10 m Mécaniquement : la stabilité est assurée, il y seulement quelque points plastiques à la base de la fiche. Les déplacements sont faibles et essentiellement verticaux : ils sont de l’ordre de 3 cm.

FIGURE 33 : points plastiques à la base de la fouille fiche 10m

FIGURE 32 : réseau fiche 15m


38

Le problème se situe au niveau du flux d’eau. La vitesse maximale sous la fouille est de 1cm/s, ce qui est colossale. A cette vitesse l’eau emporte facilement des fines à la base de la fouille. De plus le débit total est massif : Qeau=340m3/h. Ce débit est beaucoup trop important, en effet cela rempli-rait le bassin d’un mètre en quelques heures. Cela s’explique par le fait que la fouille est juste à la limite des marnes. Le rapport des perméabilités est éloquent : Kalluvions/Kmarnes=86 /8,64.10-3=10000 (Les perméabilité sont en mètre par jour) Les pertes de charges sont essentiellement dues à la circulation de l’eau dans les marnes. Cette configuration n’est donc pas réalisable. On en étudie donc une avec une fiche plus profonde (11m) ancrée dans les marnes. 2ème étude : fiche de 11m Les contraintes et déformations dans ce cas ci sont deux fois plus faibles. Qeau=9,17m3/jour =380l/h. On retrouve donc un débit acceptable, gé-rable durant la cons-truction. On vérifie que la charge hydraulique soit cohérente. On observe que le gradient hydraulique se situe exclusivement dans les marnes, cela confirme que les marnes sont responsables des pertes de charges.

5.2.3 Bilan Le cas de contrainte plane n’est donc envisageable : quelque soit la taille de la fiche il y a de nombreux points plastiques. Effectivement, en contrainte plane il n’y a pas l’effet d’anneaux pour s’opposer à la poussée du sol. Dans la configuration axisymétrique, on constate qu’il est nécessaire que la fiche soit ancrée dans les marnes pour ne pas avoir de débit d’infiltration trop élevé.

FIGURE 34 : réseau d’écoulement fiche 10m

FIGURE 35 : charge hydraulique fiche 11m

39

TABLEAU DÉBIT D ’ INFILTRATION -DÉPLACEMENTS

Configuration Débit (l/h) Déplacements (mm)

Petit D (35m) Axisymétrie

fiche 15m 121 fiche 12m 310

Contrainte plane fiche 17,5m 11 fiche 15m 29

Grand D (45m) Axisymétrie fiche 10m 340 000 28 fiche 12m 380 15

TABLEAU 10 : récapitulatif débits/infiltration PLAXIS

Pour l’ensemble des points plastiques des différents cas cf Annexe I

5.3 Calculs des risques de soulèvement. Dans le cas d’un ouvrage enterré en présence d’une nappe phréatique haute, les risques de soulèvement sont majeurs. Il faut donc vérifier que l’ouvrage ne se soulèvera pas, et le cas échéant, trouver la solution la plus adapté. Pour cela on considère le poids des différents éléments, les frottements latéraux, et les sous-pressions exercées par la nappe sur l’ouvrage. On compare les deux cas D=35m et D=45m On subodore que les valeurs déterminantes du poids sont celles du sol au dessus de l’ouvrage et celle de la paroi moulée. Le radier et le sommet aura probablement peu d’influence. La paroi du compartiment est négligée, on peut vérifier : Pcompartiment~0,2.π.14.4.25000~1 MN

Le calcule du frottement aux parois est plus complexe et donc détaillée ici :

5.3.1 Frottements sur la paroi moulée

Le frottement sur les parois est de la forme Qf= 5 τmaxdssurface

Avec la surface décomposable en deux : La surface coté extérieur et celle coté intérieur.

τmax=σh×tan <= >?@ �A?BC

DE = 0,5 × DF Pour un sol au repos, et 0,3× DF pour un sol décomprimé, on est dans un cas intermédiaire, on choisitDE = 0,4 × DF.

σv=ρsolgh 13 ϕsolsol<ϕ solparoi< 23 ϕsolsol

L’angle est maximal si le matériau est rugueux, ce qui est le cas du béton. Un angle de frottement interne du sol fréquent est 35°. On a donc :

ϕ solpieu= 23 ϕsolsol=23,4°

et tan <ϕ solparoiC =0,43

Soit τmax=0,4.ρsolgh.0,43 =0,4.20000.h.0,43

On obtient finalement : Qf= ∬ 0,4.20000.h.0,43.dh.dlsurface


40

5.3.2 Comparaison des deux possibilités de bassin, profond ou large.

1er cas : D=35m 2ème cas D=45m

Poids propre Ici on calculera le poids propre de l’ouvrage. Certaines approximations simplificatrices sur la géométrie ont été réalisées. On prend une épaisseur de 80cm pour la paroi moulée, 50cm pour le radier, 30cm pour le sommet du bassin. La notation « e » exprime les épaisseurs. Pour le radier :

Pradier=Vγ=e.π. D24 . γbéton

Pradier=0,5.π. 3524 .25000=12,0 MN

Pradier=0,5.π 4524 .25000=19,9 MN

Pour la paroi moulée, on l’estime de hauteur H=15m, et on considère son diamètre moyen =35+0,8

Pour la paroi moulée, on l’estime de hauteur H=11m, et on considère son diamètre moyen =45+0,8

Pparoi=e.π(D+e).H.γbéton Pparoi=0,8.π.35,8.15.25000=33,7 MN Pparoi=0,8.π.45,8.11.25000=31,7 MN

Pour le sommet du bassin, dans un premier temps on utilise 30cm d’épaisseur. C’est le même calcul que pour le fond.

Psommet=0,3.π. 3524 .25=7,2 MN Psommet=0,3.π. 452

4 .25=11,9 MN

Pour le poids du sol au dessus, on estime qu’il reste au moins un mètre de terre entre le sommet et le sol. Le poids volumique du sol est de l’ordre de 20kN/WX lorsque celui-ci est saturé.

Psol=e.π. D24 .γsol

Psol=1.π. 3524 .20000=19,2 MN

Psol=1.π. 4524 .20000=31,8 MN

Le poids total est donc la somme

Ptotal= Y P=Pradier+i

Pparoi+Psommet+Psol Ptotal=12+33,7+7,2+19,2=72,1MN

Ptotal=19,9+31,7+11,9+31,8=95MN

Calcul des sous pressions

On se place dans le cas le plus fréquent ou la nappe est affleurante. Il faut prendre en compte la force sous le radier et sous la paroi moulée.

Fsous-radier=ρgh.π. D24

Sous le radier, la hauteur d’eau est de 10m.

Fsous-radier=1000.9,81.10.π. 3524 =94 MN

Sous le radier, la hauteur d’eau est de 7m.

Fsous-radier=1000.9,81.7.π. 4524 =109,2 MN

Fsous-paroi=ρgh.e.π.(D+e)

41

Fsous-paroi=1000.9,81.15.0,8.π.(35+0,8)=13,2 MN Fsous-paroi=1000.9,81.11.0,8.π.(45+0,8)=12,4 MN

La sous pression sous la paroi n’est pas du tout négligeable. Fsous-pressions=Fsous-paroi+Fsous-radier

Fsous-pressions=94+13,2=107,2MN Fsous-pressions=109,2+12,4=121,6MN

FIGURE 36 : sous-pression dans le cas du petit diamètre (35m)

Le schéma des sous-pressions pour le grand diamètre (45m) est e même en remplaçant la valeur de la fiche.

Calcul de la force de frottement exercé par les parois externes

Qf=π(D+2e) \ 0,4.20000.h.0,4.dh150

=π(35+1,6)(0,4.20000.0,43) \ h.dh150

= π(35+1,6)(0,4.20000.0,43)1522

=44,5MN

Qf=π(D+2e) \ 0,4.20000.h.0,4.dh110

= π(45+1,6)(0,4.20000.0,43) \ h.dh110

= π(45+1,6)(0,4.20000.0,43)1122

=30,5MN

Calcul de la force exercée par les parois internes, le sol considéré au repos. (K=0,5)

Qf=π(35)(0,5.20000.0,43) \ h.dh50

= π(35)(0,5.20000.0,43)522 =5,9MN

Qf=π(45)(0,5.20000.0,43) \ h.dh40

= π(45)(0,5.20000.0,43)422 =4,8MN

Comparaison des différentes forces et calcul du coefficient de sécurité Les forces favorables sont le poids et les frottements. Dans les deux cas on obtient les valeurs suivantes


42

44,5+72,1+5,9=122,5MN 30,5+95+4,8=130,3MN

Les forces défavorables sont les forces de sous-pression. Dans les deux cas on obtient les valeurs suivantes

107,2MN 121,6MN

Coefficient de sécurité 122,5107,2 =1,14 130,3121,6 =1,07

Il n’y a pas un coefficient de sécurité suffisant. Il doit être de l’ordre de 1,4-1,5. Le cas le plus favorable est celui du petit bassin. Celui-ci possède une grande surface de paroi moulée ce qui s’oppose au soulèvement. Il y a deux solutions possibles, la mise en place de pieux ou le pompage sous le bassin.

5.3.3 Mise en place de pieux

La force à reprendre par les pieux avec un coefficient de sécurité de 1,4 est de : Force à reprendre=Forces favorables-défavorables.1,4=130,3-121,6.1,4=-40MN La force de frottement reprise par chaque pieu est de la même forme que pour la paroi moulée. Avec cette fois le K=1 ( σh=K×σv.) car les pieux sont réalisés avec refoulement. Le cas du petit diamètre n’est pas étudié car les marnes ne peuvent être forées facilement.

Qf = 5 τmaxdssurface

= 5 K.ρsolgh.0,43dssurface

= 5 20000.h.0,43.dh.dlsurface

= 5 20000.h.0,43.dh.dlsurface

Le nombre de pieux correspond à la force à reprendre divisée par la force reprise par chaque pieu Force à reprendreQf = 400,0243 =1646 pieux

Il est clair que le nombre de pieux à mettre en place n’est pas réalisable, d’autant plus que le calcul a été réalisé dans des conditions favorables. Les pieux sont foncés en refoulement, ils sont parfaitement rugueux, de taille déjà importante (3m par 20cm de diamètre). Il faut envisager le pompage.

5.3.4 Calcul du débit d’infiltration Afin de savoir s’il est possible de pomper l’eau infiltrée lors de l’excavation et de l’exploitation il faut estimer le débit. De part la symétrie axiale du bassin, le débit sera radial. La manière la plus simple d’estimer ce débit radial est de modifier la géométrie. Le débit passant sous la paroi moulé de périmètre ̂ _ peut être considéré comme équivalent à celui passant sous une paroi droite de même longueur. Maintenant que la géométrie est simplifiée, on peut tracer le réseau passant sous la paroi moulée. De plus les perméabilités des alluvions et du limon sont très supérieurs à celles des marnes. Les pertes de charge y sont donc concentrées. Le réseau sera donc tracé uniquement dans les marnes. La nappe est affleurante au sol, et la fouille profonde de 10m, la charge hy-draulique est donc de 10m.

On applique la formule du réseau

avec : ∆H�10m K�8,64 mm

On trouve

Le débit est faible grâce aux marnes, il correspond avec celui trouvé sur truction. Cependant, dans l’optique de soulager des sous pressions, il n’est pas sûr qu’il soit pompé en tion. Le coût énergétique du pompage sera d’abord estimé pour savoir s’il est raisonnable.

5.3.5 Pompage

Calculons le coup de l’énergie nécessaire pour pomper le débit incident sous le bassin (Q=300l/hd’après PLAXIS) sur un an. La hauteur est e

Energie

Le prix annuel du pompage est dérisoire, c’est la solution choisie.Une pompe sera donc disposée avec les 2 pompes de refoulement, elle puisera l’eau sous de la même manière que les autres pompes. Sous le radier sera aménagée un couche de 20 cm de gravier qui drainera localement l’eau. Une crépine sera disposée au centre du bassin, elle sera reliée à la pompe, par un tuyau traversant le radier,( localement plus fin).

Q�K.∆H.L.N

M

mm/j N�6 M�10

Q�5,7m3/jour ��237237237237llll////hhhh

Le débit est faible grâce aux marnes, il correspond avec celui trouvé sur PLAXIS . Il pourra être pompé en contruction. Cependant, dans l’optique de soulager des sous pressions, il n’est pas sûr qu’il soit pompé en tion. Le coût énergétique du pompage sera d’abord estimé pour savoir s’il est raisonnable.

Calculons le coup de l’énergie nécessaire pour pomper le débit incident sous le bassin (Q=300l/h) sur un an. La hauteur est estimée à 10m.

Energie�QρghT�0,3.1000.9,8.10.24.365�257MJ Energie�71kWh

Prix=Energie.Prix du kWh=7,1€ Le prix annuel du pompage est dérisoire, c’est la solution choisie. Une pompe sera donc disposée avec les 2 pompes de refoulement, elle puisera l’eau sous de la même manière que les autres pompes. Sous le radier sera aménagée un couche de 20 cm de gravier qui drainera localement l’eau. Une crépine sera disposée au centre du bassin, elle sera reliée à la pompe, par un

t le radier,( localement plus fin).

FIGURE 37 : schéma du réseau

43

L�110m

. Il pourra être pompé en cons-truction. Cependant, dans l’optique de soulager des sous pressions, il n’est pas sûr qu’il soit pompé en exploita-tion. Le coût énergétique du pompage sera d’abord estimé pour savoir s’il est raisonnable.

Calculons le coup de l’énergie nécessaire pour pomper le débit incident sous le bassin (Q=300l/h

Une pompe sera donc disposée avec les 2 pompes de refoulement, elle puisera l’eau sous le bassin et la rejettera de la même manière que les autres pompes. Sous le radier sera aménagée un couche de 20 cm de gravier qui drainera localement l’eau. Une crépine sera disposée au centre du bassin, elle sera reliée à la pompe, par un


44

5.4 Calcul des armatures d’acier dans la paroi moulée

CARACTÉRISTIQUES DES MATÉRIAUX Béton Acier

fck (MPa) 30 fyk (MPa) 500

fcd (MPa) 30

201,5

= fcd (MPa) 500

4351,15

=

TABLEAU 11 : les caractéristiques des matériaux

Moment fléchissant pour l’acier :

Mu = 1,35 x 116 = 157 kNm

La valeur calculée avec PLAXIS est de 116 kNm. Calculs :

d = 0,9. h = 0,72 m α�1,5 <1-h1-2μC = 0,0138

μ= Mud2×b×fcd = 0,011 σs = fyd car εs > εse

Aire d’acier à traction : As = 0,8.α.d.bfyd = 10-10 m2

La valeur trouvée est trop faible. Cela signifie qu’on va mettre le mini-

mum d’acier requis par disposition constructives :

Asmin=0,26 . fctmfyk .b.d=1.10-3 m2

C'est-à-dire, 10 cm2 qui correspond à 5 barres de diamètre 16 mm par mètre.

5.5 Mise en place du soutien de la dalle couvrante 5.5.1 Poteaux

De part la portée de la dalle (35m), celle-ci nécessite d’être soutenu autrement que par ses bords. On considèrera dans un premier temps que ce sont uniquement des poteaux qui la soutienne. Par la suite, on envisa-gera des corbeaux. Afin de reprendre l’effort des poteaux, on disposera un réseau de poutres pour maintenir la dalle. Les poids de la dalle et du sol au dessus ont déjà été calculé.

Psommet=0,3.π. 3524 .25=7,2 MN Psol=1.π. 352

4 .20000=19,2 MN

Donc Ptot=19,2+7,2=26,4 MN

FIGURE 38 : schéma paroi moulée

45

Après plusieurs calculs, le diamètre (d) retenu est de 30cm pour les poteaux, vérifions ce résultat avec la mé-thode de dimensionnement au ELU (État Limite Ultime) des poteaux en compression. Avec :

- Ned=1,35 Ptot - hauteur : l=8,1m - Fcd=16,7MPa

Les différentes formules : NR,d=KαNR,th>Ned

α= 0,841+ n λ52o2 =0,5

λ= loi =42,6

lo=0,7l=5,67

i=pqIminS t

# = u4 √^ = 0,133

Donc NR,th=Ac.Fcd=1,18MN

On prend K=1 NR,d=KαNR,th=1.0,5.1,18=0,59MN

1,35wx?xyz,{ = 60,4

Par conséquent le nombre de poteaux est : 1,35PtotNR,d =60,4 poteaux

Il parait raisonnable de disposer 60 poteaux pour soutenir la dalle. Pour éviter de devoir surdimensionner les poutres de la dalle, des corbeaux seront mise en place pour soutenir le poids sur les bords de l’ouvrage. Cela signifie que l’on risque de mettre beaucoup trop de poteaux. Si l’on veut répartir 50 poteaux, il faut qu’ils aient un espace (a) entre chaque :

a=p Surface TotaleNombre de poteau =pπD²/450 =4,387m

Dans un souci de simplicité, on disposera 52 poteaux (nombre nécessaire sans le coefficient de sécurité 1,35) et de 32 corbeaux. Ils seront disposés en quadril-lage, avec le centre de l’ouvrage au centre du carré central (voir schéma). La distance entre chaque poteau restera de 4,38m.

FIGURE 39 : disposition des poteaux


46

5.5.2 Les poutres Grâce à la modélisation sur RDM6 d’une poutre portant sur des poteaux espacés de 4,38m et les extrémités des poutres portants sur les corbeaux, on a obtenu les moments fléchissant extrêmes. On a considéré que la poutre « unitaire » (entre chaque poteau reprend le chargement appliqué au losange, qui a pour surface a²/2.

FIGURE 40 : soutien de la dalle

Le moment fléchissant maximal est de -256kNm, celui positif est légèrement inférieur. On dimensionne aux ELU les poutres avec ce moment. On considère une poutre de 30 par 60, les 30 cm du haut étant incorporé dans la poutre.

Mu=1,35G=1,35.256=345kNm μ= 345bd²fcd = 345

0,3.0,542. 251,5 =0,252

α=1,25}1-~(1-2μ�=0,37 σs=fyd= 5001,15 =434MPa

As= 0,8αbd.fcdσs =18,4cm²

Cela fait une section d’acier un peu importante. Et donne 6HA20 (6 barres d’acier haute adhérence de diamètre 20mm) Le ferraillage doit être réalisé de manière à ce que les aciers soient toujours en traction. Sur les portées les aciers doivent être dans la partie basse, et au dessus des poteaux les aciers doivent être dans la partie supérieure. Sans oublier les aciers de ferraillage minimum.

47

6 Système de pompage et de nettoyage 6.1 Conduite de refoulement

D’après les données du problème, le débit que l’on veut rejeter dans le réseau est de 3refoulQ 0,12m / s=

Le diamètre de la conduite de refoulement sera noté Dref. Les conduites pour ces débits se font fréquemment en acier inox, les calculs seront donc menés avec la rugosité

de l’acier inox, ( 0,015mmε = ). L’écoulement est en charge, il s’agit de pomper l’eau du bassin vers une

conduite du réseau. L’écoulement ne peut être gravitaire, le bassin est en profondeur. On va dimensionner la conduite de manière à ce que les pertes de charges soient faibles, de l’ordre de quelques centimètres. On consi-

dère une longueur de 50m entre le bassin et la conduite du réseau. Donc refL 50m= . On va prendre en compte

les pertes de charge régulières, et celles liées au coude, au raccordement et au divergent de l’arrivée. Cependant, par mesure de sécurité, il est préférable d’installer deux pompes en parallèle, au cas où une soit hors service après un épisode pluvieux. On va donc placer les deux pompes au fond du bassin, et les raccorder rapi-dement pour faire sortir une seule conduite du bassin. Les pompes seront munies de clapet anti retour pour le cas précédent où une pompe fait défaut.

FIGURE 41 : schéma de la conduite de refoulement

6.1.1 Choix du diamètre Pour savoir quel diamètre Dref il est le plus intéressant de prendre, on placera la conduite avec un coude à 90°. Une seconde étude permettra de fixer l’angle du coude, une fois le diamètre fixé. Pour faire le choix du diamètre on calcule les pertes de charges pour différentes valeurs de Dref. Les pertes de charges régulières : elles s’écrivent de la forme :

2

refoul2

ref2

ref ref

ref ref

D4.

2

V

2

∆ = = ×

Q

πfL fL

HD g D g


48

D=500mm D=400mm D=300mm D=200mm

On évalue le nombre de Reynolds : ref refoul ref2

-6ref

VD Q .DRe= =

ν Dπ 10

4

5Re=3.10 5Re=3,75.10 5Re=5.10 5Re=7,5.10 On calcule

-5

ref

ε=3.10

D

-5

ref

ε=3,75.10

D -5

ref

ε=5.10

D -5

ref

ε=7,5.10

D

On en déduit, grâce au diagramme de Moody : f=0,015

f=0,014 f=0,013 f=0,013

La valeur des pertes de charge est donc : 2

2

0,12.4

0,015.50 π0,5H= . =0,028m

0,5 2.9,8

∆

2

2

0,12.4

0,014.50 π0,4H= × =8,1cm

0,4 2.9,8

∆

2

2

0,12.4

0,013.50 π0,3H= . =0,32m

0,3 2.9,8

∆

2

2

0,12.4

0,013.50 π0,2H= . =2,4m

0,2 2.9,8

∆

Le divergent et le raccordement : La littérature nous donne, pour des schémas de raccordement similaires, des valeurs de K variant entre 0,5 et 1,5. N’ayant pas trouvé de formule adapté à notre cas exact, on considérera, dans un souci de simplification, K=1 dans les deux cas. On négligera les pertes dans les conduites avant le raccordement, ainsi que les pertes à l’entrée de la pompe.

refou

2

l2

ref

QD

42

π ∆ =H

g

48

49

Le coude à 90° : on fait des calculs avec le rapport R/D=1, pour être indépendant du diamètre du tuyau. (cf. annexe C).

2 2

refoul refoul

2 2ref ref

2

c f

D D4 4(K +K

2 2 2)

∆ = = =

Q Q

π πV

H K. K.g g g

c fK K +K=

f

RK =0,0175.f. .α=0,0175.0,013.1.90=0,02

D

c 1 2K =2K K

1

RK f 0,2

D = =

( ) ( )2K =f α =f 90° =1

Donc, K=0,42

Finalement, on a le tableau récapitulatif suivant :

PERTES DE CHARGES DANS LA CONDUITE DE REFOULEMENT EN FONCTION DU DIAMÈTRE (COUDE 90°)

Perte (mm)\Diamètre(m) refD 0,2= refD 0,3= refD 0,4= refD 0,5=

Vitesse (m/s) 3,8 1,7 0,95 0,6 régulières 2400 320 81 28

coude 310 62 20 8 raccordement 740 147 46 19

divergent 740 147 46 19 total 4190 676 193 74

TABLEAU 12 : étude de l’influence du diamètre sur les pertes de charges de la conduite de refoulement

Il n’est pas raisonnable de perdre plusieurs mètres de charge de colonne d’eau dans le circuit, de plus la vitesse

(3,8m/s) risque d’user prématurément la conduite, on peut éliminer le diamètre refD 0,2m= . De même pour

refD 0,5m= , perdre moins de 10cm de colonne d’eau sur un circuit de plus de 50m est excessif, dans la con-

duite un dépôt pourrait éventuellement se former.

On choisit donc refD 0,3m= , les pertes et la vitesse sont acceptable. Les conduites pour les pompes seront de

refD 0,2m= , car la section de deux conduites de 0,2 est très proche de celle d’une seule de 0,3 de manière à

limiter les pertes lors du raccordement.

On prend donc un diamètre Dref=300mm, et on a le schéma suivant :


50

FIGURE 42 : schéma de la conduite de refoulement

Pour cette valeur de diamètre, on peut maintenant étudier l’influence de l’angle du coude.

6.1.2 Étude de l’influence de l’angle du coude : On calcule la hauteur d’élévation de la conduite, notée x, avec la formule suivante :

50x

tan=

α

On en déduit ainsi la pente de la conduite de refoulement refi :

INFLUENCE DE L ’ANGLE SUR LA CONDUITE DE REFOULEMENT Angle (°) Hauteur d’élévation de la conduite : x (m) Pente refi (m/m)

85 4,37 28,74.10−

86 3,49 26,9.10−

87 2,62 25,2.10−

88 1,74 23,48.10−

89 0,87 21,74.10−

90 0 0 TABLEAU 13 : étude de l’influence de l’angle sur la conduite de refoulement

Pertes de charges au coude : pour le calcul des pertes de charges au niveau du coude, on procède de la même manière que précédemment. (cf annexe C).

PERTES DE CHARGES AU COUDE

Angle (°) Kf K2 Kc K ΔH (m) 85 0,0193 0,95 0,38 0,3993 0,0586 86 0,0195 0,9618 0,384 0,4035 0,0592 87 0,0198 0,967 0,387 0,4068 0,0597 88 0,02 0,973 0,389 0,409 0,06 89 0,02 0,978 0,391 0,411 0,06 90 0,02 1 0,4 0,42 0,061

51

TABLEAU 14 : pertes de charge au niveau du coude en fonction de l’angle

On choisi de prendre un angle du coude de 88°. On peut alors calculer les pertes de charges exactes dans la conduite de refoulement : Dref=300mm, coude à 88°. Pertes de charges régulières : Les pertes de charges régulières sont la somme des pertes de charges dans les conduites 1,2 3 et 4 (cf FIGURE

41). 2

refoul2

conduitei2

conduitei conduiteii

i i iconduitei conduitei

D

4H .2

V

2

∆ =

= = × ∆∑ ∑ ∑

Q

πfL fLH

D g D g

Pour la conduites 1 et 2, Qref=0,06m3/s

Pour les conduites 3 et 4 Qrefoul=0,12m3/s

Finalement

H 0,024 0,09 0,015 0,318 0,366m∆ = + + + =

Pertes coude : ΔHcoude=0,06m (cf TABLEAU 14)

Raccordement et divergent : ΔHraccordement = ΔHdivergent=0,147m

Pertes de charge totales : ΔHtotale=0,366+0,06+0,147+0,147=0,72m

Hauteur de refoulement de la pompe :

1er cas D=45m

refh 4,97m=2ème cas D=35m

refh 7,67m= 6.1.4 Choix de la pompe de refoulement Pour renvoyer l’eau du bassin dans le réseau, nous ne pouvons pas le faire de manière gravitaire car le bassin est plus bas que la conduite de refoulement. Il nous faut donc une ou deux pompes. Par ailleurs, le débit de refoulement doit être de 120l/s. Dans un souci de sécurité nous avons fait le choix de prendre deux pompes d’un débit de 60l/s. Les pompes se mettront en marche lorsque le niveau d’eau dans la conduite aval permettra à la station d’épuration de traiter le débit arrivant. Pour cela, il faut prévoir un détecteur de niveau dans la conduite aval qui permettra de mettre en marche les pompes. Rappel des pertes

1er cas D=45m 2ème cas D=35m

bassin

u,bassin

D 45m

h 4,15m

==

bassin

u,bassin

D 35m

h 6,85m

==

Les pertes de charge à prendre en compte sont celles calculées précédemment :

totaleH 0,72m∆ =

La hauteur de refoulement de la pompe est donc :

refh 4,97m= refh 7,67m=


52

Par ailleurs la conduite de refoulement à un diamètre refD 0,3m=

Choix de la pompe AFP 1546 M40

AFP1546 M60

La caractéristique de ces deux pompes est donnée sur le schéma suivant :

FIGURE 43 : courbe caractéristique des pompes

6.2 Le nettoyage Le nettoyage des bassins se fera grâce à des hydro-éjecteurs.

1er cas 2ème cas

bassin

u,bassin

comp

D 45m

h 4,15m

D 18m

==

=

bassin

u,bassin

comp

D 35m

h 6,85m

D 14m

==

=

Choix des l’hydro-éjecteurs (cf Annexe H) Pour le compartiment :

AFP 2045.1 ME185/4 Quantité : 1

AFP 1541.A M90/4 Quantité : 1

Pour le bassin extérieur La surface annulaire est

S=1335,96m2


La surface annulaire est S=808,17m2


6.3 La désodorisation Pour absorber les polluants et désodoriser le bassin, il existe plusieurs techniques de désodorisation. La plus utilisée est l’utilisation du charbon actif, c’est aussi la moins chère. Nous prendrons un caisson de charbon actif pour zone urbaine insonorisée de SBPI environnement.

53

6.4 La ventilation La ventilation se fera par 4 gaines verticales de 10 m. 6.5 Éléments de métrologies Deux mesures de débit sont prévues :

- Une mesure du débit à l’alimentation du bassin - Une mesure de débit de refoulement à la vidange du bassin

Pour mesurer ces débit nous utiliserons des débitmètres à ultra son. Deux mesures de niveau d’eau sont prévues :

- Un dans le bassin intérieur - Un dans le bassin extérieur

Pour mesurer le niveau d’eau, nous utiliserons un capteur à ultrason. 6.6 Maintenance Pour la maintenance, nous avons répertorié dans le tableau ci-dessous les différentes tâches à effectuer :

MAINTENANCE Ouvrage et équipement Type d’intervention Fréquence Intervention particu-

lière Déversoir N+V 1 fois/mois

Grille N 1 fois/semaine Orage : tous les jours Vanne V+M 1 fois/mois

Clapet anti-retour V+M 1fois/mois Après orage : vérification Pompes de vidange N

V+R Selon besoin 1fois/mois

désodorisation V 1 fois/mois Hydro-éjecteurs N

V+R Selon besoin 1 fois/mois

Mesure de débit N+V+R 1 fois/mois Orage : tous les jours Mesure de niveau V 1 fois/mois Orage : tous les jours

TABLEAU 15 : la maintenance

Avec :

- N : Nettoyage - M : Manœuvre - V : Vérification - R : Relevé des comptes - G : Graissage

6.7 Trop plein

En cas de trop forte pluie ou de pluies successives entrainant le remplissage maximal du bassin, nous prévoyons sur la conduite amont une conduite de trop plein qui permet de déverser le débit excédent afin de ne pas faire déborder le bassin de rétention.


54

55

7 Dimensionnement du volume d’un bassin d’orage Ici nous avions déjà le volume du bassin que nous voulions. Cependant, nous nous sommes intéressés aux mé-thodes permettant le dimensionnement d’un tel volume. Le dimensionnement du volume d’un bassin d’orage nécessite de nombreuses données hydrologiques. En pre-mier lieu, il est important de connaître les caractéristiques suivantes du bassin versant dont est issu la quantité d’eau arrivant dans le collecteur :

- Pente du bassin versant : i - Coefficient de ruissellement C (se calculant grâce au type de zone sur lequel l’eau va ruisseler) - La superficie totale des eaux pluviales à reprendre : S - Le débit pluvial : Qp - L’intensité critique de pluie retenue : Icpr - Le débit de drainage permanent du bassin versant : Qd - Le temps de concentration qui nous permet de calculer le facteur αT

Les données par rapport aux ouvrages déjà existant qu’il faut avoir sont :

- Le débit des eaux usées rejeté par les habitants : Qu - Le débit aval admissible du collecteur (le débit maximum qui peut aller à la station dans ce collec-

teur) : Qav - L’intensité critique de pluie en aval Icpa

Les données Qp, Icpr, Qd, Qu, Qav et Icpa nous permettent de calculer le volume relatif Vrdu bassin, puis pour avoir le volume total on utilise l’équation suivante :

total rduV V .C.S. T= α

Remarques :

- Si la surface du basin versant double, le volume du basin double - Si le coefficient de ruissèlement augmente, la capacité du bassin augmente aussi. - Le débit maximum que peut traiter la station d’épuration intervient dans le volume relatif du bassin,

si on le double, le volume diminue.


56

57

Conclusion

Tout au long de notre étude nous avons fait la comparaison entre les deux tailles de bassin possibles. Des points de vue mécaniques et hydrauliques, les deux solutions peuvent être retenues. Cependant l’étude de stabilité mécanique et le débit d’infiltration calculés sont basés sur la connaissance du sol. Or nous ne disposons pas de la profondeur exacte des marnes (probablement variable) et cette roche est déterminante. C’est elle qui limite le débit de part sa faible perméabilité. De plus, sa résistance mécanique est bonne, elle influe donc sur les déplacements.

Le bassin de plus faible diamètre est implanté plus profondément, et la paroi moulé descend d’un mètre dans les marnes (même si celle-ci sont au plus bas). Il est moins risqué et donc préférable de choisir le bassin qui repose sur une roche dur et imperméable.

Nous avons donc choisi le petit diamètre pour la construction. Remarque : en annexe J, on peut trouver une comparaison des différents matériaux pour l’ovoïde et la conduite d’alimentation, dont l’étude à été faite avec un coefficient de STRICKLER Ks=75. Cette comparaison à été faite aussi pour le choix du matériau de la conduite de refoulement que l’on a considéré en acier.

L’atelier de l’ingénierie a été très apprécié par les participants. Il a permis d’utiliser les compétences ac-quises au cours des deux dernières années. Cela permet aussi un partage de connaissances (GHO, REA, ERAS-

MUS), appréciable. Le sujet était assez complet et diversifié, il a était agréable de changer de discipline réguliè-rement. Le travail en binômes a été une manière de gagner en efficacité, et de faire les parties qui plaisent le plus à chacun.


58

Propriétés Valeurs

Bassin

Diamètre bassin 35m Hauteur totale interne bassin 8,2

Diamètre compartiment 14m Hauteur compartiment 3.5m

Stabilité

Débits 300 l/h

Déplacements faibles Parois moulée

Longueur 11m

Épaisseur 0,8m Pompe/ Maintenance

Pompes AFP1546 M60 (2) Hydro-éjecteur Compartiment : AFP1541.A M90/4 (1)

Surface annulaire : AFP 2045.2 ME160/4 (4)

Ventilation 4 gaines verticales

Pour toutes dimensions cf. plans en feuilles annexes.

I

Annexes Annexe A Les notations

- Pente de la conduite amont en forme d’ovoïde : ami [m/m]

- Pente de la conduite d’alimentation : ali [m/m]

- Diamètre de la conduite d’alimentation : alD [m]

- Hauteur d’eau en régime uniforme dans la conduite d’alimentation : n,alh [m]

- Nombre de Froude dans la conduite d’alimentation : alFr ;

- Largeur au miroir de la conduite d’alimentation :alL [m]

- Hauteur d’eau dans l’ovoïde : amh [m]

- Pente de la conduite amont : ami

- Débit maximal à l’amont : max,amQ [ 3m / s]

- Coefficient de Strickler de la conduite amont : amKs

- Débit de référence à partir duquel on doit déverser : 3refQ m / s

- Nombre de Froude dans la conduite amont : amFr

- Largeur au miroir de la conduite amont : amL [m]

- Diamètre de la conduite amont : amD [m]

- Hauteur d’eau à l’aval : avh [m]

- Nombre de Froude de l’écoulement aval : avFr

- Hauteur critique dans la conduite d’alimentation : c,alh [m]

- Diamètre du bassin : bassinD[m]

- Hauteur d’eau utile dans le bassin : u,bassinh [m]

- Hauteur des murs du compartiment : mur,comph [m]

- Diamètre du compartiment : compD [m]

- Volume du compartiment du bassin : 3compV m

- Surface latérale des murs du compartiment : 2lat,compS m

- Débit de refoulement : 3

refoulQ m / s

- Diamètre de la conduite de refoulement refD [m]

- Longueur de la conduite de refoulement refL [m]

- Pente de la conduite de refoulement : refi

- Débit maximal à l’aval : 3av,maxQ m / s

- Hauteur d’eau au niveau du seuil du déversoir : dh [m]

- Hauteur du seuil du déversoir : seuilh [m]


II

Annexe B Tables pour le calcul de la hauteur d’eau dans l’ovoïde


IV

Annexe C Pertes de charges au niveau du coude de la conduite de refoulement

IV

V

Annexe D Les paramètres de PLAXIS

L IMONS Paramètres Valeurs Material mo-

del Mohr Coulomb

Material type drained General pro-

perties γunsat=15,6kN/m3 γsat=19,7kN/m3

Permeability kx=0,864m/day ky=0,864m/day

Stifness Eref=1.103 kN/m2

ν=0,3

Strength Cref=5kN/m2

φ=22° ψ=7°

Alternatives Gref=5000kN/m2

Eoed=1,75.104kN/m2 TABLEAU 16 : paramètres des limons sur PLAXIS

ALLUVIONS Paramètres Valeurs Material mo-

del Mohr Coulomb

Material type drained General pro-

perties γunsat=21kN/m3 γsat=22kN/m3

Permeability kx=86,4m/day ky=86,4m/day


ν=0,3


φ=35° ψ=5°

Alternatives Gref=5000kN/m2

Eoed=1,75.104kN/m2 TABLEAU 17 : paramètres des alluvions sur PLAXIS

MARNES Paramètres Valeurs

Material model Mohr Coulomb Material type drained

General properties γunsat=21kN/m3 γsat=22kN/m3

Permeability kx=8,64.10-3m/day ky=8,64.10-3m/day


ν=0,3


φ=25° ψ=5°

Alternatives Gref=1,15.107kN/m2

Eoed=4,038.107kN/m2 TABLEAU 18 : paramètres des marnes sur PLAXIS


VI

Annexe E Coefficients de Strickler

FIGURE 44 : coefficients de STRICKLER

VII

Annexe F Calcul de la ligne d’eau dans la conduite d’alimentation On sait que l’on a une ligne d’abaissement de type F2 dans la conduite d’alimentation. On peut donc calculer cette ligne d’eau. L’équation de la courbe de remous est :

3

c

10

3n

h1

x hh

hi 1

h

− ∆ =∆

−

On a :

c

n

h 0,78

h 0,95

i 0,003

= = =

On peut donc calculer l’allure de la ligne d’eau par une méthode numérique. On prend comme origine l’extrémité aval de la conduite d’alimentation, ou la hauteur d’eau vaut alors la hauteur critique. On obtient ainsi la courbe suivante :


VIII

FIGURE 45 : ligne d’eau dans la conduite d’alimentation

FIGURE 46 : zoom de la ligne d’eau dans la conduite d’alimentation

Avec la méthode de BRESSE, on peut calculer la distance à partir de laquelle la hauteur d’eau correspond à 95% de la hauteur normale. Soit :

n,alh 0,95h=

Alors :

c1

n

2

h 0,780,821

h 0,95

0,95

η = = =η =

D’après le tableau de la méthode de Bresse (cf Annexe G),

(0,95,3) 1,467

(0,821,3) 0,993

φ =φ =

D’après la formule de BRESSE :

( )

( )

3

cni i 1 i i 1 i i 1

1

3

i 1 3

hhx x 1 ( ,3 ( ,3))

i h

0,95 0,780 x 0,821 0,95 1 0,993 1,467

3.10 0,95

+ + +

+ −

− = η − η − − φ η − φ η

− = − − − −

Soit xi+1=27,44m On atteint la hauteur normale 27 m en amont de l’extrémité de la conduite d’alimentation. Le régime est donc uniforme bien en amont de la conduite.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-200 -150 -100 -50 0

Hau

teur

d'e

au (

m)

Position (m)

L IGNE D 'EAU DANS LA CONDUITE

D'ALIMENTATION

0,76

0,78

0,8

0,82

0,84

0,86

0,88

0,9

-20 -15 -10 -5 0

Hau

teur

d'e

au (

m)

Position (m)

ZOOM LIGNE D 'EAU DANS LA

CONDUITE D 'ALIMENTATION

VIII

IX

Annexe G Tableau de la méthode de Bresse

BASSIN DE RÉTENTION E

X

Annexe H Tableaux pour le choix des hydro

ASSIN DE RÉTENTION ENTERRÉ DES EAUX PLUVIALES

choix des hydro-éjecteurs

XI

Annexe I Les points plastiques des différents cas étudiés sur PLAXIS

Petit diamètre, déformation plane

Fiche de 12 m Fiche 15 m Fiche 17,5 m

Petit diamètre, axisymétrie

Fiche 12m Fiche 15m


XII

Grand diamètre, axisymétrie

Fiche 10m Fiche 11 m

XIII

Annexe J Étude de l’influence des différents matériaux

1 Étude de l’influence de différents matériaux au niveau de l’ovoïde Dans l’étude menée précédemment, l’ovoïde à été étudiée avec un coefficient de MANNING de 75. Ce qui corres-pond à du béton. On étudie alors l’influence pour les matériaux suivants :

COEFFICIENTS DE STRICKLER Ks Matériaux correspondants 20 Galets 30 Galets-gravier 40 Gravier 50 Pierre brute 60 Maçonnerie-béton rugueux 70 Béton 75 Béton 80 Béton-acier 90 Béton lisse-acier soudé 100 Verre

TABLEAU 19 : correspondance entre le coefficient de STRICKLER et les matériaux

Valeur de la pente pour une section trapézoïdale, pour avoir une hauteur d’eau de 0,9m :

Logiquement, la pente à donner est de plus en plus faible avec l’augmentation du coefficient de STRICKLER.

COMPARAISON DE LA PENTE PAR RAPPORT À CELLE POUR KS=75

Ks Facteur multiplicatif 20 13,9

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0 20 40 60 80 100 120

Pen

te ia

m (

m/m

)

Ks

VARIATION DE LA PENTE EN FONCTION

DU MATÉRIAUX POUR AVOIR UNEHAUTEUR D 'EAU DE 0,9 DANS L'OVOÏDE

Pour Ks=75 : iam=3.10-2


XIV

30 6,2 40 3,5 50 2,2 60 1,5 70 1,1 75 1 80 0,9 90 0,7 100 0,5

TABLEAU 20 : comparaison des pentes pour Ks=75

On constate qu’il y a une atténuation avec l’augmentation de ce coefficient. En effet, un coefficient de 100 au lieu de 75 aurait entraîné une pente 0,5 fois plus faible alors qu’un coefficient de 20 au lieu de 75 aurait entraîné une pente 13,9 fois plus importante. Étude de l’influence des différents matériaux sur le débit que l’on peut faire passer dans l’ovoïde : On garde la pente trouvée dans l’étude précédente de iam=3.10-2m/m, et l’on calcule selon le coefficient de STRICKLER, le débit que l’on peut faire passer dans la section trapézoïdale pour avoir une hauteur d’eau de 0,9m. D’après la formule de MANNING-STRICKLER, il y a proportionnalité :

2

3amQ Ks.S.R i=

2 Étude de l’influence des matériaux sur la conduite d’alimentation

2.1 Étude des différents matériaux sur le diamètre de la conduite : On veut faire passer dans cette conduite un débit de 2m3/s. Dans l’étude précédente, on a travaillé avec un coef-ficient de Strickler de 75.

Ks Dal (1 con- Dal (2 con- Comparaison Dal (1conduite)/Dal (2 Comparaison Dal

0

1

2

3

4

5

6

0 20 40 60 80 100 120

Déb

it (m

3 /s)

Coefficient de STRICKLER

EVOLUTION DU DÉBIT EN FONCTION DU

COEFFICIENT DE STRICKLER

XV

duite) duites) conduites) (%) (1conduite)/Dal (Ks=75) 20 1,94 1,5 77,3 1,63 30 1,674 1,29 77,1 1,407 40 1,5 1,15/ 77,3 1,216 50 1,38 1,06 76,8 1,16 60 1,29 0,99 76,7 1,084 70 1,218 0,939 77,1 1,024 75 1,19 0,92 77,3 1 80 1,159 0,89 76,8 0,974 90 1,108 0,85 76,7 0,931 100 1,06 0,82 77,4 0,891

TABLEAU 21 :influence des matériaux conduite d’alimentation

On constate bien que le diamètre de la conduite d’alimentation nécessaire pour faire passer le débit aurait été plus important avec un coefficient de STRICKLER plus faible.

La encore on constate une atténuation de la diminution du diamètre de la conduite avec l’augmentation du coef-ficient de STRICKLER. Un coefficient de 20 aurait entraîné une conduite 1,63 fois plus grosse, alors qu’on coeffi-cient de 100 aurait entraîné une diminution de 0,891.

2.2 Étude des différents matériaux sur le débit : On étudie ensuite l’influence de ces matériaux sur le débit. Pour cela, on calcule le débit que l’on pourrait faire passer dans les conduites de différents diamètres standards en gardant la pente de la conduite d’alimentation que l’on s’est fixé à 3,1.10-3m/m, l’aide de la formule de MANNING STRICKLER.

Ks Dal standard (m) Q (m3/s) 20 2 0,54 30 1, 0,82 40 1,5 1,1 50 1,4 1,37 60 1,2 1,64 70 1,2 1,91

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

0 20 40 60 80 100 120

Coe

ffici

ent m

ultip

licat

if

Ks

COMPARAISON DES DIAMÈTRES DE LA

CONDUITE PAR RAPPORT À CELUI POUR KS=75

Pour Ks=75 : Dal=1,19m


XVI

75 1,2 2 80 1,2 2,19 90 1,2 2,46 100 1 2,74

TABLEAU 22 : influence sur le débit de la conduite d’alimentation des différents matériaux

Le choix d’un coefficient de Strickler de Ks=75 pour la conduite d’alimentation pourrait être amélioré en prenant des bétons plus lisses. Mais ce choix d’un béton plus classique permet de faire un compromis entre les valeurs débits, de pentes et de diamètres par rapport aux coûts de construction.

3 Étude de l’influence des matériaux sur la conduite de refoulement L’étude précédente à été menée pour une conduite en acier inox avec une rugosité relative de ε=0,015mm. On étudiera ici les cas suivants :

RUGOSITÉ ε (mm) Matériaux 0,001 Cuivre, plomb 0,0015 Tube PVC 0,015 Acier inox 0,045 Acier soudé 0,15 Acier galvanisé 0,25 Fonte 0,8 Fonte usagée 1,5 Béton ordinaire 5 Béton grossier TABLEAU 23 : correspondance entre la rugosité et les matériaux

On se placera pour cette étude avec le diamètre choisi pour la conduite de refoulement de Dref=300mm, et on regarde l’influence des différents matériaux sur les pertes de charges régulières.

ÉVOLUTION DE LA PERTES DE CHARGES RÉGULIÈRES EN FONCTION DU MATÉR IAUX ε (mm) f Pertes de charges ΔH (m) 0,001 0,0125 0,306 0,0015 0,013 0,319 0,015 0,013 0,319 0,045 0,014 0,343 0,15 0,017 0,417 0,25 0,018 0,44 0,8 0,025 0,613 1,5 0,028 0,686 5 0,05 1,225

TABLEAU 24 : comparaison des pertes de charges régulières selon les matériaux

XVII

On constate donc que les pertes de charges auraient considérablement augmentées avec une rugosité plus impor-tante. Le choix de la rugosité de l’acier inox permet donc de limiter les pertes de charges et paraît satisfaisant comparé aux autres matériaux.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

0 1 2 3 4 5 6

Per

tes

de c

harg

es r

égul

ière

s (m

)

Rugosité (mm)

PERTES DE CHARGES RÉGULIÈRES EN

FONCTION DU MATÉRIAUX


XVIII

Listes des tableaux et des figures

TABLEAU 1 : valeur de la pente dans une section rectangulaire, avec une hauteur d’eau de 0,9m ......................... 8 TABLEAU 2 : valeur de la pente dans une section trapézoïdale, avec une hauteur d’eau de 0,9m.......................... 9 TABLEAU 3 : hauteur d’eau dans la section trapézoïdale, pour une pente iam=3.10-2m/m ....................................... 9

TABLEAU 4 : valeurs du coefficient ϕ ................................................................................................................... 16

TABLEAU 5 : valeurs du coefficient m .................................................................................................................... 16 TABLEAU 6 : correspondance entre largeur et profondeur du bassin au niveau du déversoir .............................. 20

TABLEAU 7 : récapitulatif des cas étudiés pour une conduite d’alimentation circulaire ....................................... 28

TABLEAU 8 : diamètre de la conduite d’alimentation ............................................................................................ 29

TABLEAU 9 : coefficients Ka et Kp .......................................................................................................................... 35 TABLEAU 10 : récapitulatif débits/infiltration PLAXIS ............................................................................................ 39

TABLEAU 11 : les caractéristiques des matériaux .................................................................................................. 44

TABLEAU 12 : étude de l’influence du diamètre sur les pertes de charges de la conduite de refoulement ............ 49 TABLEAU 13 : étude de l’influence de l’angle sur la conduite de refoulement....................................................... 50 TABLEAU 14 : pertes de charge au niveau du coude en fonction de l’angle .......................................................... 51 TABLEAU 15 : la maintenance ................................................................................................................................ 53 TABLEAU 16 : paramètres des limons sur PLAXIS ..................................................................................................... 5

TABLEAU 17 : paramètres des alluvions sur PLAXIS ................................................................................................. 5

TABLEAU 18 : paramètres des marnes sur PLAXIS ................................................................................................... V

TABLEAU 19 : correspondance entre le coefficient de STRICKLER et les matériaux ............................................. XIII

TABLEAU 20 : comparaison des pentes pour Ks=75 ........................................................................................... XIV TABLEAU 21 :influence des matériaux conduite d’alimentation ........................................................................... XV TABLEAU 22 : influence sur le débit de la conduite d’alimentation des différents matériaux ............................. XVI

TABLEAU 23 : correspondance entre la rugosité et les matériaux ...................................................................... XVI TABLEAU 24 : comparaison des pertes de charges régulières selon les matériaux ............................................ XVI

FIGURE 1 : coupe géotechnique du terrain .............................................................................................................. 5 FIGURE 2 : les données principales ......................................................................................................................... 6 FIGURE 3 : contraintes et objectifs .......................................................................................................................... 6 FIGURE 4 : schéma de l’ovoïde ................................................................................................................................ 7 FIGURE 5 : schéma conduite rectangulaire ............................................................................................................. 7 FIGURE 6 : schéma de la section trapézoïdale ......................................................................................................... 8

FIGURE 7 : schéma de l’ovoïde pour un débit de 1m3/s ......................................................................................... 10

FIGURE 8 : schéma de l’ovoïde pour un débit de 3,3m3/s ...................................................................................... 11

FIGURE 9 : schéma de l’ovoïde .............................................................................................................................. 11 FIGURE 10 : schéma de l’ovoïde pour Q=3,3 m3/s ................................................................................................ 12

FIGURE 11 : schéma de l’ovoïde pour Q=1 m3/s ................................................................................................... 12

FIGURE 12 : schéma de l’ovoïde pour Q=0,3 m3/s ................................................................................................ 13

FIGURE 13 : principe de fonctionnement hydraulique du déversoir d’orage ........................................................ 15 FIGURE 14 : dessin du positionnement du déversoir ............................................................................................. 17

FIGURE 15 : classification des débits .................................................................................................................... 17 FIGURE 16 : schéma du déversoir latéral .............................................................................................................. 19 FIGURE 17 : coupe longitudinale au niveau du déversoir ..................................................................................... 19

FIGURE 18 : coupe longitudinale au niveau du déversoir ..................................................................................... 21

FIGURE 19 : schéma vue plan au niveau du déversoir .......................................................................................... 21

FIGURE 20 : coupe longitudinale ........................................................................................................................... 22 FIGURE 21 : schéma de la conduite d’alimentation ............................................................................................... 25

FIGURE 22 : schéma pente conduite d’alimentation .............................................................................................. 26

FIGURE 23 : schéma positionnement conduite ....................................................................................................... 29

XIX

FIGURE 24 : hauteur critique, conduite d’alimentation ......................................................................................... 30

FIGURE 25 : étude du diamètre minimal du compartiment .................................................................................... 31

FIGURE 26 : évolution des différentes surfaces en fonction du diamètre ............................................................... 32 FIGURE 27 : schéma du bassin de diamètre 45m (1er cas) ..................................................................................... 33

FIGURE 28 : schéma du bassin de diamètre 35m (2ème cas) ................................................................................... 33

FIGURE 29 : forces de poussée .............................................................................................................................. 35 FIGURE 31 : points plastiques fiche 15m ............................................................................................................... 37 FIGURE 30 : points plastiques fiche de 17,5 m ...................................................................................................... 36

FIGURE 32 : réseau fiche 15m ............................................................................................................................... 37 FIGURE 33 : points plastiques à la base de la fouille fiche 10m ............................................................................ 37 FIGURE 34 : réseau d’écoulement fiche 10m ......................................................................................................... 38 FIGURE 35 : charge hydraulique fiche 11m ........................................................................................................... 38 FIGURE 36 : sous-pression dans le cas du petit diamètre (35m) ........................................................................... 41 FIGURE 37 : schéma du réseau .............................................................................................................................. 43 FIGURE 38 : schéma paroi moulée ........................................................................................................................ 44 FIGURE 40 : soutien de la dalle ............................................................................................................................. 46 FIGURE 39 : disposition des poteaux ..................................................................................................................... 45 FIGURE 41 : schéma de la conduite de refoulement .............................................................................................. 47

FIGURE 42 : schéma de la conduite de refoulement .............................................................................................. 50

FIGURE 43 : courbe caractéristique des pompes ................................................................................................... 52

FIGURE 44 : coefficients de STRICKLER .................................................................................................................. VI FIGURE 45 : ligne d’eau dans la conduite d’alimentation ................................................................................... VIII

FIGURE 46 : zoom de la ligne d’eau dans la conduite d’alimentation ................................................................. VIII

Bassin de rétention enterré des eaux pluviales

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