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AVANT-PROJET DETAILLE DU BARRAGE DE LOM PANGAR Doc. n°10108-RP-0100-E

VOLUME 1 : TEXTE

JLC/CDX – 10108-RP-100-E-DAO.doc COYNE ET BELLIER Avril 2010

LISTE DES CHAPITRES

CHAPITRE 0 : SYNTHESE

CHAPITRE 1 : AVANT-PROPOS

CHAPITRE 2 : DONNEES TOPOGRAPHIQUES ET HYDROLOGIQUES

CHAPITRE 3 : GEOLOGIE ET GEOTECHNIQUE

CHAPITRE 4 : DESCRIPTION DETAILLEE DE L’AMENAGEMENT

CHAPITRE 5 : PHASAGE DES TRAVAUX ET CONTROLE DES EAUX

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 0 : Synthèse Page 0-i

10108-RP-100-E ch0-DAO.doc Coyne et Bellier Avril 2010

CHAPITRE 0

SYNTHESE

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 0 : Synthèse Page 0-iii


SYNTHESE

SOMMAIRE

1 PREAMBULE............................................................................................................... 1

2 FONCTIONS DE L’OUVRAGE..................................................................................... 3

3 PERFORMANCES DE L’AMENAGEMENT ................................................................. 5

3.1 Capacité de régulation de l’ouvrage................................................................. 5

3.2 Evacuation des crues........................................................................................ 5

4 DESCRIPTION SOMMAIRE DU BARRAGE DE LOM PANGAR................................. 7

4.1 Général ............................................................................................................... 7

4.2 Barrage central en BCR..................................................................................... 8

4.2.1 Général .................................................................................................... 8

4.2.2 Ouvrage de dérivation provisoire.............................................................. 8

4.2.3 Prise d’eau pour l’usine de pied................................................................ 9

4.2.4 Ouvrage de régulation des débits............................................................. 9

4.2.5 Evacuateur de crues .............................................................................. 10

4.2.6 Evacuateur de secours........................................................................... 11

4.2.7 Murs de soutènement............................................................................. 11

4.3 Barrage en remblai .......................................................................................... 12

5 FICHE SYNOPTIQUE DE L’AMENAGEMENT DE LOM PANGAR............................ 13

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 0 : Synthèse Page 0-1


1 PREAMBULE

Ce chapitre présente une synthèse des Etudes d’Avant Projet Détaillé du barrage de Lom Pangar. Les ouvrages le composant font l’objet d’une description sommaire. Les quantités principales et le coût détaillé du projet sont donnés. Enfin, la fiche synoptique du projet est présentée.



2 FONCTIONS DE L’OUVRAGE

L’aménagement de Lom Pangar a pour objectif principal d’augmenter le débit garanti disponible aux usines hydroélectriques de Songloulou, d’Edea et de Nachtigal.

Les différents ouvrages constituant l’ensemble du barrage doivent assurer les fonctions principales suivantes :

- Créer une retenue permettant de stocker les apports annuels du Lom,

- Permettre la régulation des débits relâchés en rivière en fonction des demandes en eau en aval aux usines hydroélectriques de Songloulou, d’Edéa et à terme de Nachtigal,

- Permettre le passage de la crue de Projet évaluée à 3 475 m3/s (T=10 000 ans) avec une vanne de surface non-opérationnelle,

- Assurer le passage du débit réservé,

- Assurer le prélèvement et la régulation des débits appelés par l’usine de pied, composée de 4 groupes de puissance unitaire de l’ordre de 7.5 MW,

- Permettre une bonne aération des eaux relâchées en aval par l’utilisation de cuillères à saut de ski pour les pertuis de régulation et les passes de l’évacuateur.



3 PERFORMANCES DE L’AMENAGEMENT

3.1 Capacité de régulation de l’ouvrage

Dans un premier temps, l’étude d’optimisation de la capacité de la retenue (voir Chapitre 2 : Données topographiques et hydrologiques) avait confirmé le choix de la variante retenue lors des études précédentes, c'est-à-dire une retenue normale à la cote 674.50 m correspondant à une capacité du réservoir de 7.0 milliards de m3. La capacité utile de l’aménagement a par la suite été ramenée à 6.0 milliards de m3 par la Maîtrise d’Ouvrage, correspondant à une cote de retenue normale de 672.70 NGC. La crête de l’ouvrage est fixée à la cote 677.55 NGC.

Selon l’étude d’optimisation [14] pour des simulations effectuées sur la chronique 1970-2003, les performances de régulation du barrage de Lom Pangar sont les suivantes :

- Débit moyen à l’usine de Songloulou : 1 015 m3/s

- Débit garanti à l’usine de Songloulou 90 % du temps : 932 m3/s

- Débit moyen à l’usine de Nachtigal : 676 m3/s

- Débit garanti à l’usine de Nachtigal 90 % du temps : 583 m3/s

Pour rappel, les résultats précédents ont été obtenus sur la base d’une capacité du réservoir de 7.0 milliards de m3, aucune simulation n’ayant été réalisée ou le cas échéant portée à notre connaissance pour une retenue normale ramenée à la cote 672.70 NGC.

3.2 Evacuation des crues

L’évacuation des crues est assurée par un évacuateur de surface vanné comprenant 4 passes de 8.75 m de large, équipées de vannes segment. Le seuil de l’entonnement est calé à la cote 665.75 NGC. Un évacuateur de secours constitué d’une passe de 11 m de large équipée d’une hausse fusible apporte une sécurité additionnelle vis-à-vis de la protection du barrage contre les crues.

La vocation principale de la hausse fusible est de garantir en toute circonstance la sécurité de l’aménagement vis à vis du risque de submersion. Son basculement n’intervient en effet que pour des niveaux du réservoir supérieurs à la cote 674.00 NGC, correspondant à de graves disfonctionnements dans la manœuvre des vannes de l’évacuateur ou des pertuis de fond, associés à des périodes de retour élevées (période de retour d’environ 10 000 ans pour une vanne de surface non-opérationnelle et supérieure à 1 000 ans pour deux vannes de surface non-opérationnelles). Le débit supplémentaire évacué lors du basculement de la hausse fusible est de l’ordre de 450 m3/s.

La capacité d’évacuation des ouvrages est telle qu’aucune surélévation du niveau amont n’est enregistrée pour une crue de période de retour inférieure à 100 ans, que ce soit en conditions normales (4 vannes de surface opérationnelles) ou exceptionnelles (3 vannes de surface opérationnelles).



La crue de projet, de période de retour 10 000 ans, est évacuée en conditions normales sous la cote 673.8 NGC, soit une surélévation du plan d’eau de 1.1 m. Le débit de pointe restitué à l’aval sous cette cote par l’évacuateur de surface et l’ensemble des trois pertuis est alors de 2 504 m3/s. En conditions exceptionnelles, le plan d’eau atteint la cote 674.3 NGC, soit une surélévation de 1.6 m, pour un débit de pointe laminé de 2 700 m3/s.

En cas d’occurrence de la Crue Maximale Probable, évaluée à 4 140 m3/s, cette dernière est évacuée en conditions normales sous la cote maximale de 674.5 NGC soit une surélévation du plan d’eau de 1.8 m. Le débit de pointe total alors restitué sous cette cote par l’évacuateur de surface et l’ensemble des trois pertuis est alors de3 224 m3/s.

La crête du barrage (cote 677.55 NGC) assure ainsi :

- une revanche de 3.7 m au dessus des Plus Hautes Eaux (PHE : 673.8 NGC),

- une revanche de 3.2 m au dessus des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles obtenues dans le cas où l’une des quatre passes de l’évacuateur de crue serait défaillante (cote 674.3 NGC),

- une revanche de 3.0 m au dessus du niveau d’eau atteint en cas d’occurrence de la Crue Maximale Probable (Cote 674.5 NGC).



4 DESCRIPTION SOMMAIRE DU BARRAGE DE LOM PANGAR

4.1 Général

Les grandes lignes du schéma d’aménagement proposé sont tout à fait classiques sur les rivières africaines à vallée large, avec des rives constituées de sols résiduels. Le barrage est de type mixte avec un ouvrage poids central en béton implanté en fond de vallée et des digues en remblai en rive (voir le Plan BA-20-203).

Le barrage central en fond de vallée, réalisé en BCR (Béton compacté au Rouleau), est implanté dans les zones où le rocher est affleurant ou à faible profondeur. D’une hauteur maximale sur fondation de 45.5 m. il concentre l’ensemble des équipements du barrage sur une longueur de 180 mètres de rive à rive (voir le Plan BA-20-204).

En rive, le barrage est constitué en partie courante par une digue en remblai latéritique à noyau central. Au voisinage du massif en BCR, une zone de transition permet le passage à une digue en enrochement munie de pentes plus raides que le remblai latéritique. Cette dernière disposition vise à limiter l’emprise des ouvrages de raccordement digue en remblai/Barrage en BCR.

La digue s’étend sur 585 m en rive gauche et sur 513 m en rive droite. La hauteur maximale de ces digues est de l’ordre de 40 m.

En rive droite, une dépression topographique est fermée à l’aide d’une digue de col de 435 mètres de longueur et de 17 m de hauteur maximale.



4.2 Barrage central en BCR

4.2.1 Général

Le barrage central mesure 45.5 m de hauteur dans le lit du Lom et 180 m de longueur en crête. Il concentre l’ensemble des équipements du barrage soit, de rive à rive :

- les pertuis provisoires de dérivation,

- la prise d’eau de l’usine hydroélectrique,

- l’ouvrage de régulation du débit équipé de pertuis de fond vannés,

- l’évacuateur de crues à seuil vanné,

- la passe supplémentaire équipée d’une hausse fusible.

Le barrage en BCR est fondé au rocher sain. La limite du rocher sain massif telle qu’elle a pu être estimée lors des études géologiques est présentée sur le plan BA-20-103. Le terrain naturel est à la cote 634 NGC et le rocher massif est atteint à la cote 632 NGC.

Initialement, la crête était calée 3 m au-dessus du niveau des Plus Hautes Eaux, pour un réservoir de 7.0 km3 soit à la cote 677.55 NGC. La cote de la crête a été maintenue et offre désormais une revanche de 4 m par rapport au niveau des Plus Hautes Eaux pour un réservoir de 6.0 km3. Le parement amont est vertical. Le parement aval présente une pente de 0.85H/1V.

Le barrage choisi est de type poids constitué par un massif en Béton Compacté au Rouleau (noté BCR) d’un volume total de l’ordre de 190 000 m3.

Pour assurer l’étanchéité de l’ouvrage, le parement amont sera réalisé en Béton conventionnel ferraillé horizontalement et verticalement par levées successives de 30 cm en même temps que le BCR.

Le pied amont du barrage est équipé d’une galerie à partir de laquelle est réalisé un réseau d’injection et de drainage. Des joints interplots équipés de waterstop dans le sens amont-aval sont réalisés dans le massif BCR avec un espacement pour limiter le phénomène de retrait et le concentrer au niveau de ces joints.

4.2.2 Ouvrage de dérivation provisoire

La dérivation provisoire est assurée par un ouvrage en béton conventionnel, constitué de cinq pertuis de fond implantés en rive gauche, offrant chacun une section rectangulaire de 6.0 m de large et de 9.0 m de haut pour assurer le passage des écoulements hydrauliques à travers le corps du barrage. Le niveau du radier des pertuis est calé à la cote 634. L’ouvrage est dimensionné pour pouvoir reprendre le poids du barrage en BCR le surmontant.



Les pertuis de dérivations sont associés à des murs de soutènement, amont et aval, assurant d’une part l’entonnement et la restitution des débits du Lom dans le lit naturel, et d’autre part l’appui des batardeaux provisoires en remblais réalisés pour la protection du chantier.

Ces pertuis, associés à des batardeaux amont et aval, calés respectivement aux cotes 644 et 642 NGC assurent une protection du chantier en phase 2 des travaux contre une crue de 50 ans de période de retour, soit un débit de 1460 m3/s.

A l’amont des pertuis, des rainures sont aménagées dans les piles pour assurer la descente de batardeaux destinés à couper le débit du Lom en saison humide, et permettre ainsi la mise en eau anticipée de l’aménagement.

En phase finale, les pertuis de dérivation provisoire seront obturés par du béton conventionnel.

4.2.3 Prise d’eau pour l’usine de pied

L’usine de pied du barrage de Lom Pangar sera réalisée en seconde phase, une fois le barrage achevé. Elle sera à terme équipée de 4 groupes d’une puissance nominale de 7.5 MW. Dans un premier temps, uniquement deux groupes seront installés. Les deux autres groupes seront mis en service ultérieurement en fonction de la demande.

Les travaux réalisés dans le cadre du barrage englobent les fouilles au rocher de l’usine, ainsi que les ouvrages de prise amont et les tronçons de conduite forcée à travers le corps du BCR. Ces dispositions permettent la réalisation de l’usine une fois le barrage achevé, sans interférer sur le gestion du réservoir. Le chantier de l’usine sera protégé et pourra être mis hors d’eau au moyen d’un batardeau aval s’appuyant sur les anciens murs de restitution des pertuis provisoires (voir plan BA 20 303).

Dans la tranche normale d’exploitation, la puissance de chacun des quatre groupes de type Francis Vertical est de 7.5 MW pour un débit unitaire de 25 m3/s. Une fois les quatre groupes équipés, La puissance globale de la future usine de pied sera de 30 MW pour un débit nominal de 100 m3/s.

L’usine sera implantée en aval immédiat du massif BCR de prise d’eau.

4.2.4 Ouvrage de régulation des débits

La principale fonction du barrage de Lom Pangar étant la régulation des débits rejetés dans le bief aval, l’ouvrage de restitution est la pièce majeure de cet aménagement. Il est intégré au barrage en BCR entre l’évacuateur de crue et le bloc de prise d’eau usine (voir le plan BA-20-204).



Cet ouvrage de vidange est dimensionné de manière à assurer les débits requis pour la production d’énergie en aval. La restitution des eaux de la rivière est assurée par trois pertuis de fond :

- deux pertuis de 7.0 m x 4.2 m calés à la cote 640.0 NGC

- un pertuis de 3.5 m x 2.0 m calé à la cote 643.5 NGC

4.2.5 Evacuateur de crues

L’évacuateur de crues principal est composé d’un seuil vanné comprenant 4 passes de 8.75 m de large, équipées de vannes segment. L’épaisseur des piles intermédiaires est de 3 m.

Le seuil de l’entonnement est calé à la cote 665.75 NGC. L’ouvrage a été dimensionné pour permettre d’évacuer un débit de pointe total de 2 500 m3/s (pertuis de restitution compris), sous la cote 673.8 NGC des PHE, ces conditions correspondant au laminage de la crue de Projet (crue décamillénale en conditions normales).

L’extrémité supérieure des vannes est calée à la cote 674.50 NGC. Deux des quatre vannes sont équipées d’un clapet de surface de 3.8 m de hauteur permettant le réglage fin du niveau du réservoir à la cote de Retenue Normale (672,70 NGC) en assurant l’évacuation des faibles débits.

La crête des piles est à la cote 677.55 NGC. La hauteur sur fondation du seuil, calée à la cote 665.75 NGC, est de 33.75 m et celle de la crête est de 45.55 m.

La restitution des débits dans le lit naturel du Lom est assurée par une cuillère en « saut de ski », permettant d’éloigner le jet du pied aval de l’évacuateur de crues et garantissant ainsi la protection des ouvrages contre les affouillements et les courants de retour.

En rive droite du massif BCR, un évacuateur de secours constitué d’une passe de 11 m de large équipée d’une hausse fusible apporte une sécurité additionnelle vis-à-vis de la protection du barrage contre les crues. Cette passe est constituée d’un seuil plat classique calé à la même cote que l’évacuateur de crue, i.e. à la cote 665.75 NGC, surmonté d’une hausse fusible de 5,95 m de hauteur.



4.2.6 Evacuateur de secours

La jonction entre le barrage en BCR et le mur de soutènement en rive droite se fait par l’intermédiaire d’un plot en BCR monté d’une passe déversante supplémentaire de 11 m de large. Cette dernière consiste en un seuil plat classique calé au même niveau que celui de l’évacuateur vanné, c’est à dire à la cote 665.75 NGC, monté d’une hausse fusible, en butée à l’extrémité du parement aval.

La vocation principale de la hausse fusible est de garantir en toute circonstance la sécurité de l’aménagement vis à vis du risque de submersion. Son basculement n’intervient en effet que pour des niveaux du réservoir supérieurs à la cote 674.00 NGC, correspondant à de graves disfonctionnements dans la manœuvre des vannes de l’évacuateur ou des pertuis de fond, associés à des périodes de retour élevées.

En cas de surélévation du niveau de la retenue amont au dessus de la cote de RN 672.7 NGC, une lame d’eau déversante se forme au dessus de la hausse fusible. Les débits ainsi évacués sont canalisés sur le parement aval du barrage, réalisé en marches d’escalier de 60 cm de hauteur. Ce dispositif permet de dissiper l’énergie de la lame d’eau tout en assurant son aération. Au pied aval du barrage, la protection de la fondation rocheuse contre le risque d’érosion est assurée par une dalle en béton armé de 1 m d’épaisseur et 10 m de longueur, ancrée au rocher.

4.2.7 Murs de soutènement

Aux extrémités du barrage en BCR implanté en fond de vallée, deux ouvrages poids font office de murs de soutènement des digues en remblai permettant la fermeture de la retenue en rives. Ces murs de soutènement sont fondés à la cote 632 NGC.

Ces murs de soutènements permettent d’assurer les appuis des digues de transition sur chacune des rives. Leur profil amont aval qui suit le profil de la digue de transition au contact a un parement extérieur vertical (coté fond de vallée) et intérieur à 0.4H/1V (coté rive).

Les murs de soutènement seront réalisés en BCR. Les parements verticaux situés à l’amont et à l’aval du barrage, et qui constituent des surface d’ouvrage visibles seront réalisés en BCR enrichi en coulis. De même, la surface de ces murs en contact dans le noyau est réalisée en BCR enrichi en coulis sur 50 centimètres d’épaisseur. Enfin, une zone de 50 cm d’épaisseur de GERCC sera réalisée dans le sens rive à rive dans chaque couche de BCR. Cette disposition a pour but de garantir la continuité de l’étanchéité des ouvrages entre le parement vertical amont du massif BCR et le parement constituant la surface de contact avec le noyau des digues.



4.3 Barrage en remblai

La fermeture de la vallée est assurée par des digues en remblais se raccordant de chaque coté de l’ouvrage central en BCR par une digue de transition en enrochement qui s’appuie sur les murs de soutènement en BCR. La coupe type de ces murs en BCR présente un profil incliné avec une pente de 0.4H/1V , assurant la stabilité de l’ouvrage en toute condition.

En fond de vallée, la hauteur maximale de la digue de transition mixte en enrochements est de 45.5 m. Elle est fondée directement sur le toit du substratum rocheux, aux environs de la cote 634 NGC.

La longueur de la digue de transition est d’environ 75 m sur chaque rive.

Les digues en remblais latéritiques fermant la vallée sont fondées sur le terrain naturel décapé de 0.5 ou 1 mètre, composé d’une couche supérieure de latosols dont l’épaisseur peut varier de 3 à 8 m. Les pentes des rives sont douces et conduisent ainsi à des longueurs importantes d’ouvrage, de l’ordre de 445 m en rive droite et 515 m en rive gauche en crête. Au contact avec la digue de transition, la hauteur maximale de la digue en remblai est de 35.5 m.

En rive gauche, le pied aval des digues en enrochements et en remblai se prolonge par une plate-forme à la cote 646 NGC sur laquelle sont implantés les ouvrages suivants :

- Route d’accès à la cote 646 NGC dans le prolongement du remblai de transition. Le remblai correspond à cet ouvrage sera réalisé en enrochement,

- Plate forme à la cote 646 NGC sur laquelle les locaux électriques et le poste 90 kV sera installé (voir APD de l’Usine et du Poste). Le remblai correspond à cet ouvrage sera réalisé en remblai latéritique. Ce remblai sera réalisé sur une couche de filtre de 60 cm. Une partie de ces remblais sont bloqués par le retour en L du mur de soutènement.

Une digue de col en remblai latéritique de profil analogue à celui de la digue principale d’une hauteur maximale de 18 m sur le terrain naturel est nécessaire pour fermer la retenue en rive droite au droit d’un col vers la cote 660 NGC.

Le volume total des remblais à mettre en place est d’environ 2.5 millions de m3 dont 1.4 millions de m3 de matériau latéritiques, 800 000 m3 d’enrochements et 300 000 m3 de matériaux concassés.



5 FICHE SYNOPTIQUE DE L’AMENAGEMENT DE LOM PANGAR

HYDROLOGIE

Superficie du bassin versant 19 700 km² Apport moyen au site 8 150 hm3

Débit moyen au site 258 m3/s Débit de pointe de la crue cinquantennale (Crue de chantier) 1 460 m3/s Débit de pointe de la crue cinquantennale (Saison sèche) 450 m3/s Débit de pointe de la crue millénale 2 425 m3/s Débit de pointe de la crue décamillénale (Crue de projet) 3 475 m3/s Débit de pointe de la crue maximale probable (CMP) 4 140 m3/s

RESERVOIR

Retenue Normale (RN) 672.7 m NGC Plus Hautes Eaux (PHE) 673.8 m NGC Plus Hautes Eaux Exceptionnelles (PHEE) 674.3 m NGC Niveau Minimum d’Exploitation (NME) 649.0 m NGC Superficie de la retenue à RN 570 km² Capacité totale sous RN 6.2 km3

Tranche morte sous NME 0.2 km3

Capacité utile 6.0 km3

BARRAGE

Type : Barrage mixte avec barrage central en BCR et ailes en remblai

Cote de la crête 677.55 m NGC Longueur totale en crête 1 350 m Hauteur maximum sur fond de fouille 45 m Volume total BCR / Bétons 280 000 m3

Volume total remblais 2 175 000 m3

Barrage central en BCR Largeur en crête 7.25 m Longueur en crête 182 m Fruit amont Vertical Fruit aval 0.85 / 1

Digues en remblai latéritique RD et RG

Largeur en crête 8.60 m Talus amont 3.5 / 1 Talus aval 3.0 / 1

Digues de transition en enrochements RD et RG

Largeur en crête 8.60 m Talus amont 1.7 à 3.5 / 1

Talus aval 1.7 à 3.0 / 1

Murs de soutènement des digues de transition RD et RG Mur poids en BCR 0.4 / 1



DIGUE DE COL

Type : Digue en remblai latéritique Cote de la crête 677.55 m NGC Longueur totale en crête 425 m Hauteur maximum sur fond de fouille 16.5 m Talus amont 3.5 / 1 Talus aval 3.0 / 1 Volume total remblais 175 000 m3

EVACUATEUR DE CRUES

Type : Evacuateur de surface vanné + passe avec hausse fusible

Evacuateur de surface vanné Nombre de passes vannées 4Largeur d’une passe 8.75 m Cote du seuil 665.75 m NGC Type de vannes Vanne segment

Dimensions des vannes 8.75 m x 8.75 m

Débit sous RN par passe 320 m3/s Débit total sous RN 1 280 m3/s Débit sous PHE 400 m3/s Débit total sous PHE 1 600 m3/s

Hausse fusible Largeur de la passe 11 m Cote de la hausse fusible (avant basculement) 672.70 m NGC Cote du seuil 665.75 m NGC Cote de basculement 674.00 m NGC

OUVRAGE DE RESTITUTION

Type : 3 pertuis de fond blindé vanné (2 grands + 1 petit)

Grands pertuis de fond Nombre de pertuis 2Dimensions des pertuis blindés 7.0 m x 4.2 m Cote du seuil 640 m NGC Vannes de réglage Segment 5.9 m x 4.2 m Vannes de garde Sous carter 8.0 m x 4.2 m Charge d’eau maximum 34.5 m Capacité par pertuis sous RN 380 m3/s

Petit pertuis de fond Nombre de pertuis 1Dimensions du pertuis blindé 3.5 m x 3.0 m Cote du seuil 643.5 m NGC Vannes de réglage Segment 3.0 m x 2.0 m Vannes de garde Sous carter 3.5 m x 2.0 m Charge d’eau maximum 31 m Capacité sous RN 95 m3/s



OUVRAGE DE PRISE USINIERENombre de prises 4Débit unitaire par prise 25 m3/s Diamètre des prises 2.5 m Cote de l’axe des prises 647.25 m NGC Charge d’eau maximum 28 m

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 1 : Avant-propos Page 1-i

10108-RP-100-E ch1.doc Coyne et Bellier Avril 2010

CHAPITRE 1

AVANT-PROPOS

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 1 : Avant-propos Page 1-iii


AVANT-PROPOS

SOMMAIRE

1 INTRODUCTION .......................................................................................................... 1

1.1 Généralités......................................................................................................... 1

1.2 Historique........................................................................................................... 2

1.2.1 Centrale d’EDEA ...................................................................................... 2

1.2.2 Centrale de SONG LOULOU.................................................................... 2

1.2.3 Barrages réservoir amont ......................................................................... 3

1.2.4 Projet de LOM PANGAR ......................................................................... 3

1.2.5 Prestations effectuées dans le cadre de l’Avant Projet Détaillé. ............... 4

2 DOSSIER D’AVANT PROJET DETAILLE ................................................................... 7

3 DOCUMENTS DE REFERENCE.................................................................................. 9

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 1 : Avant-propos Page 1-iv


LISTE DES FIGURES

Figure 1-1 : Système de production hydroélectrique du bassin de la Sanaga ........................1

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 1 : Avant-propos Page 1-1


1 INTRODUCTION

1.1 Généralités

LOM PANGAR a été identifié en 1980 dans le cadre des études d’inventaire des ressources hydroélectriques du CAMEROUN [1], et reconnu comme l’un des sites les plus prometteurs pour constituer une capacité de régulation dans le système de production d’énergie électrique du bassin versant de la SANAGA.

Le système de production hydroélectrique du bassin de la SANAGA alimente le Réseau Interconnecté Sud (RIS) du Cameroun. Il est actuellement constitué des aménagements suivants :

- deux centrales hydroélectriques, SONG LOULOU et EDEA, de puissance totale installée 647 MW,

- trois réservoirs de régulation, BAMENDJIN, M’BAKAOU et MAPE, avec une capacité utile totale de stockage de 7.5 km3.

Figure 1-1 : Système de production hydroélectrique du bassin de la Sanaga



Le projet de LOM PANGAR s’inscrit dans la continuité du développement hydroélectrique de la Sanaga. Il doit permettre d’augmenter de manière significative la capacité de régulation du bassin et de saturer en période d’étiage les équipements de la centrale de production de SONG LOULOU

Ce projet s’inscrit dans le cadre de la sévère crise énergétique à laquelle doit faire face le CAMEROUN depuis le début de la décennie, avec des capacités de production sensiblement inférieures aux pointes de la demande.

1.2 Historique

1.2.1 Centrale d’EDEA

Le développement du potentiel hydroélectrique de la SANAGA a débuté avec la mise en service en 1954 des deux premiers groupes de l’usine d’EDEA, totalisant 22 MW.

Pour répondre aux besoins d’ALUCAM, la puissance installée entre 1956 et 1958 a été progressivement portée de 22 à 153 MW, par l’adjonction du troisième groupe à Edéa I et la mise en service des 6 groupes de 20 MW sur Edéa II.

La centrale a été complétée en 1970 par la mise en service de la troisième tranche de l’usine (Edéa III) composée de 5 groupes de 22 MW, portant ainsi la puissance totale installée à 263 MW.

1.2.2 Centrale de SONG LOULOU

La centrale hydroélectrique de Song-Loulou est équipée de 8 turbines identiques, de puissance unitaire 48 MW.

La mise en service des quatre premiers groupes a été réalisée en 1981, complétée en 1988 par les quatre derniers groupes, portant ainsi la puissance installée de l’usine à 384 MW.

Au total la puissance installée des deux centrales hydroélectriques implantées sur la Sanaga s’élève à 647 MW.



1.2.3 Barrages réservoir amont

Afin de régulariser les débits de la SANAGA, SONEL a aménagé successivement trois barrages réservoirs permettant d’augmenter les débits en période d’étiage, et donc d’accroître le niveau d’énergie garantie :

- le barrage réservoir de Mbakaou sur le Djérem, mis en service en 1970,

- le barrage réservoir de Bamendjin sur le Noum, mis en service en 1975,

- le barrage réservoir de Mapé mis en service en 1988.

1.2.4 Projet de LOM PANGAR

Les études de l’Aménagement de LOM PANGAR ont été initiés en 1990 et financées sur fonds propres par SONEL, avant sa privatisation. A l’époque les seules données disponibles étaient celles réalisées dans le cadre de l’inventaire des ressources hydroélectriques du CAMEROUN [1].

Une campagne de reconnaissance très complète fut lancée en 1991 et réalisée en 1992, elle était constituée de profils géophysiques, de sondages carottés et de puits, ainsi que d’essais de laboratoire. L’ensemble des études géologiques et géotechniques a fait l’objet d’un rapport édité en juin 1993 [3].

A la fin de l’année 1992, SONEL décidait de lancer les études d’Avant Projet Sommaire de l’aménagement de LOM PANGAR. Ces prestations furent découpées en plusieurs phases. Les principales étapes sont les suivantes :

i/ Etablissement des fonds topographiques du réservoir au 1/20 000ème ;

ii/ Etude de faisabilité du barrage (1993) [4] ;

iii/ Etude de faisabilité de l’usine de pied de barrage (1993) [5] ;

iv/ Etudes de simulation du système SANAGA [6] ;

v/ Etudes d’Avant Projet Sommaire du barrage (1995) [7] ;

vi/ Etudes d’environnement (1998) [8] ;

vii/ Actualisation des études d’Avant Projet Sommaire (1999) [9].

Les études d’Avant Projet Détaillé de l’Aménagement de LOM PANGAR, qui devaient être réalisées à la suite de l’actualisation de l’APS de 1999, n’ont pas été lancées du fait de la privatisation de SONEL.

La crise énergétique à laquelle est confrontée le CAMEROUN depuis le début de la décennie a conduit le Gouvernement Camerounais à faire de l’augmentation de la capacité de production électrique une priorité nationale. Le développement du potentiel



hydroélectrique du pays (le deuxième en Afrique derrière celui de la République Démocratique du Congo) est un choix politique fort du Gouvernement.

C’est dans ce contexte volontariste, que les études environnementales du barrage de LOM PANGAR [10] ont été lancées en 2003 par le Ministère de l’Energie et de l’Eau (MINEE). Le rapport remis par le Consultant en octobre 2005 est composée d’un document de synthèse et de 19 études thématiques.

De plus une étude de l’optimisation de la capacité de la retenue a été remise par le Consultant en Novembre 2006 [14].

Le tracé de l’oléoduc existant Tchad-Cameroun traverse la retenue sur une quarantaine de kilomètres de sa longueur. Cet oléoduc relie des champs pétrolifères localisés au Tchad aux installations portuaires de Kribi. Coyne-et-Bellier a remis en Septembre 2006 au Ministère de l’Energie et de l’Eau une comparaison technico-économique et environnementale entre les diverses solutions pour l’adaptation de l’oléoduc et de ses équipements [12].

1.2.5 Prestations effectuées dans le cadre de l’Avant Projet Détaillé.

Conformément aux Termes de Références, les prestations relatives aux études d’Avant Projet Détaillé pour le projet de l’aménagement hydroélectrique de LOM PANGAR comprennent huit activités distinctes :

- Activité 1 : L’actualisation des études réalisées dans le cadre de l’APS de 1999 ;

- Activité 2 : L’établissement des Termes de Référence pour un modèle réduit hydraulique ;

- Activité 3 : l’étude économique ;

- Activité 4 : l’étude d’Avant Projet Détaillé du barrage ;

- Activité 5 : l’étude d’Avant Projet Détaillé de l’usine ;

- Activité 6 : l’étude d’Avant Projet Détaillé de la ligne de transport, des postes et de la télécommunication ;

- Activité 7 : l’établissement des dossiers d’appel d’offres du barrage, de l’usine et de la ligne de transport ;

Les études objet du présent rapport sont réalisées dans le cadre de l’activité 4 et concernent la réalisation de l’Avant Projet Détaillé du barrage.

Ces études font suite à l’actualisation de l’Avant Projet Sommaire réalisée dans le cadre de l’activité 1 remis par Coyne-et-Bellier en Mai 2006 [13].



Les études présentées dans ce rapport ont été effectuées sur la base d’un ouvrage permettant de créer une retenue d’une capacité normale maximale ramenée à 6.0 milliards de mètres cubes (anciennement 7.0 km3) correspondant à la retenue normale à 672.70 NGC (anciennement 674.50 NGC).

Le Maitre d’Ouvrage a donné son accord pour que ce barrage soit équipé d’une usine de pied d’une puissance de l’ordre de 30MW produite par 4 groupes Francis. Deux groupes seront installés immédiatement et les deux autres ultérieurement.



2 DOSSIER D’AVANT PROJET DETAILLE

Les études présentées dans ce rapport ont été effectuées sur la base d’un barrage permettant de créer une retenue d’une capacité utile de 6 milliards de mètres cubes correspondant à une retenue normale à la cote 672.70 m NGC.

Ce rapport d’avant Projet détaillé est composé de 3 volumes :

- Volume 1 : Texte

- Volume 2 : Notes de calcul

- Volume 3 : Cahier de plans

Le présent volume (Texte) est construit comme suit :

- Chapitre 0 : Synthèse

- Chapitre 1 : Avant-propos

- Chapitre 2 : Données topographiques et hydrologiques

- Chapitre 3 : Géologie et Géotechnique

- Chapitre 4 : Description détaillée de l’Aménagement

- Chapitre 5 : Phasage des travaux et Contrôle des eaux

- Chapitre 6 : Estimation du coût de l’aménagement

Le chapitre 0 présente une description sommaire de l’ouvrage, le coût du projet ainsi que la fiche synoptique.



3 DOCUMENTS DE REFERENCE

1. INVENTAIRE DES RESSOURCES HYDROELECTRIQUES DU CAMEROUN, Site de régulation de LOM PANGAR, Etudes géophysiques préliminaires, CPGF, avril 1980.

2. ETUDE DE FAISABILITE DE L’AMENAGEMENT DE LOM PANGAR, SONEL, juin 1991

3. SITE DE LOM PANGAR, ETUDE DE FAISABILITE, Rapport géologique et géotechnique, par Coyne et Bellier, SONEL, juin 1993

4. ETUDE DE FAISABILITE, par Coyne et Bellier, SONEL, août 1993

5. USINE DE LOM PANGAR - ETUDE DE FAISABILITE, par Coyne et Bellier, SONEL, novembre 1993

6. ETUDE DE SIMULATION DU SYSTEME DE LA SANAGA, par Coyne et Bellier, SONEL, janvier 1995

7. PROJET DE LOM PANGAR - ETUDE D’AVANT PROJET SOMMAIRE, par Coyne et Bellier, SONEL, novembre 1995

8. PROJET DE LOM PANGAR – SYNTHESE DES ETUDES D’ENVIRONNEMENT, par Ingerop, avril 1998

9. AMENAGEMENT DE LOM PANGAR - ETUDE D’ACTUALISATION D’APS, par Coyne et Bellier, SONEL, Août 1999

10. ETUDES ENVIRONNEMENTALES du Barrage de LOM PANGAR, par ISL-Oréade Brèche-Sogreah, Octobre 2005

11. Commentaires de la Banque Mondiale sur l’EIE du projet de barrage de Lom Pangar (Lettre n° 915/12 – 05/RR/LL/gm du 16 décembre 2005 )

12. ADAPTATION DE L’OLEODUC TCHAD-CAMEROUN, par Coyne et Bellier, MINEE, Septembre 2006

13. ACTUALISATION DES ETUDES REALISEES DANS LE CADRE DE L’APS, par Coyne et Bellier, MINEE, Mai 2006

14. OPTIMISATION DE LA CAPACITE DE LA RETENUE, par ISL-Oréade-Brèche-Sogreah, Novembre 2006

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 2 : Données topographiques et hydrologiques Page 2-i


CHAPITRE 2

DONNEES TOPOGRAPHIQUES ET HYDROLOGIQUES

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DONNEES TOPOGRAPHIQUES ET HYDROLOGIQUES

SOMMAIRE

1 DONNEES TOPOGRAPHIQUES ................................................................................. 1

1.1 Localisation du site ........................................................................................... 1

1.2 Accès au site...................................................................................................... 1

1.3 Données Topographiques................................................................................. 2

1.3.1 Description du site.................................................................................... 2

1.3.2 Cartes géographiques générales.............................................................. 2

1.3.3 Topographie de la retenue ....................................................................... 3

1.3.4 Données topographiques pour l’accès au site .......................................... 6

1.3.5 Données topographiques pour les cités et installations de chantier.......... 6

1.3.6 Données topographiques pour la carrière................................................. 6

2 DONNEES HYDROLOGIQUES ................................................................................... 9

2.1 Pluviométrie..................................................................................................... 10

2.1.1 Données................................................................................................. 10

2.1.2 Régime pluviométrique........................................................................... 11

2.1.3 Pluies maximales mensuelles ................................................................ 13

2.2 Apports annuels et mensuels......................................................................... 14

2.2.1 Données................................................................................................. 14

2.2.2 Apports annuels ..................................................................................... 16

2.2.3 Apports mensuels .................................................................................. 16

2.2.4 Etude d’optimisation de la capacité de la retenue................................... 18

2.3 Crues de projet et de chantier ........................................................................ 20

2.3.1 Données................................................................................................. 20

2.3.2 Crue annuelle......................................................................................... 21

2.3.3 Hydrogrammes de projet ........................................................................ 22

2.3.4 Crues mensuelles .................................................................................. 23

2.4 Débit réservé.................................................................................................... 25

2.5 Courbe de tarage aval ..................................................................................... 25

3 DOCUMENTS DE REFERENCE................................................................................ 29

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LISTE DES FIGURES

Figure 2-1 : Retenue de Lom Pangar .....................................................................................3Figure 2-2 : Retenue de Lom Pangar – Loi Hauteur/Surface/Volume.....................................5Figure 2-3 : Régime des pluies mensuelles au site ..............................................................12Figure 2-4 : Apports annuels du Lom à Lom Pangar ............................................................16Figure 2-5 : Régime des débits moyens mensuels du Lom à Lom Pangar...........................17Figure 2-6 : Débits maximaux journaliers en fonction de la période de retour ......................21Figure 2-7 : Hydrogrammes de projet de période de retour 100 ans, 1 000 ans, 10 000 ans et CMP.....................................................................................................................................22

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LISTE DES TABLES

Table 2-1 : Surface de la retenue de Lom Pangar – Comparaison APS 1999 / EIE 2005 ......4Table 2-2 : Volume de la retenue de Lom Pangar – Comparaison APS 1999 / EIE 2005.......4Table 2-3 : Retenue de Lom Pangar – Loi Hauteur/Surface/Volume......................................5Table 2-4 : Relevés GPS de la carrière de Mbi Bawara .........................................................7Table 2-5 : Caractéristiques des stations pluviométriques régionales .................................. 10Table 2-6 : Régime des pluies mensuelles au site ............................................................... 12Table 2-7 : Pluies maximales mensuelles ............................................................................ 13Table 2-8 : Régime des débits moyens mensuels du Lom à Lom Pangar ............................ 17Table 2-9 : Débits maximaux journaliers en fonction de la période de retour ....................... 21

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1 DONNEES TOPOGRAPHIQUES

1.1 Localisation du site

Le site de Lom Pangar est situé à près de 350 kilomètres au Nord Est de Yaoundé dans la province de l’Est et à environ 120 km au nord de la ville de Bertoua. La localisation du Projet est indiquée sur le plan BA 20-001.

Le site du barrage se trouve sur la rivière Lom, à près de 4 km à l’aval de sa confluence avec la rivière Pangar et à près de 13 km à l’est de la confluence du Lom et du Djerem. La localisation du site est présentée sur le plan BA 20-002.

Les coordonnées géographiques du site sont :

- Latitude : N 05°24’

- Longitude : E 13°30’

1.2 Accès au site

L’accès au site se fait par la rive gauche, en passant par la localité de Deng-Deng d’où part une piste en terre de 30 km. L’accès à Deng Deng (Voir le plan BA 20-001) peut se faire :

- par voie routière depuis Bertoua par une piste carrossable en terre de 90 km environ ; Bertoua est relié à Yaoundé (à 350 km) par la route nationale N10 dont le revêtement, en cours de réalisation, doit être achevé à la fin de l’année 2009.

- par train de Yaoundé jusqu’à la gare du village de Goyoum sur le transcamerounais à destination de Ngaounderé. A partir de Goyoum, on emprunte une piste en terre sur une distance d’environ 20 km.

- par train toujours depuis Yaoundé mais en descendant à la gare de la ville de Belabo pour prendre ensuite une piste en terre d’environ 50 km.



1.3 Données Topographiques

1.3.1 Description du site

La zone du site du barrage est caractérisée par un rétrécissement de la vallée du Lom, circonscrite entre deux collines toutes deux limitées par des thalwegs amont et aval. La végétation locale est constituée de savanes dans la plaine alluviale, d’une mince forêt galerie en bordure du Lom et d’une savane arbustive sur les collines.

Le lit mineur mesure environ 120 m de largeur sur l’axe projeté du barrage. En basses eaux le niveau du Lom se situe aux alentours de la cote 636 NGC. Le lit révèle des affleurements rocheux sur près des deux tiers de sa largeur comptée à partir de la rive gauche. Un chenal plus profond en RD draine le gros du débit d’étiage au niveau de l’axe du barrage. La plaine inondable rive gauche s’étend sur 160 m environ du bord du Lom. Au-delà, la colline de l’appui rive gauche monte avec une pente de 11% entre les cotes 640 NGC et 670 NGC. Une pente plus douce d’environ 4% est observée jusqu’à la cote 680 avec un léger déport de l’appui vers l’amont.

La plaine inondable en rive droite mesure 60 m environ. La colline rive droite monte avec une pente de 7% jusqu’à la cote 660 NGC, puis continue en s’accentuant avec une pente de 16% jusqu’à la cote 680 NGC et monte moins fortement jusqu’à la crête de la colline à la cote 700 m. Au-delà, cette colline comporte une légère dépression qui dessine un col parallèle à la direction du Lom, à une distance de 1 200 m environ du bord rive droite. Les deux appuis du col sont de forte pente et présentent une symétrie par rapport au point bas. La couverture végétale est ici plutôt forestière.

1.3.2 Cartes géographiques générales

Il existe 2 types de cartes géographiques émanant d’Instituts :

- Carte routière IGN du Cameroun au 1/1 500 000,

- Cartes au 1/200 000 établies par IGN en 1957 (révision 1960) : Deng Deng (site et retenue) et Bétaré Oya (retenue).



1.3.3 Topographie de la retenue

L’emprise de la retenue, illustrée sur la Figure 2-1, est constituée de deux sous-bassins, formés par le LOM et son affluent principal le PANGAR.

Figure 2-1 : Retenue de Lom Pangar

Les caractéristiques de la retenue ont été établies sur la base des levés topographiques dans la cuvette réalisés en 1994 par les sociétés SATET et MONTILLIER, pour le compte de SONEL. Au total 16 planches topographiques, à l’échelle 1 /20 000, avaient été établies, avec une équidistance des courbes de 5 m entre les cotes 635 NGC et 680 NGC.

Les caractéristiques hauteur / surface du réservoir avaient été déterminées lors des études de l’APS 1999 [1] par planimétrage des courbes de niveau de la cuvette. Le volume de la retenue aux différentes cotes avait été déduit de la superficie par intégration. Ces caractéristiques ont été de nouveau établies lors des études environnementales [2] réalisées par le groupement ISl/Oréode-Brèche/Sogreah, par vectorisation des courbes de niveau.

La comparaison des résultats obtenus par ces deux approches est présentée dans la Table 2-1 pour les surfaces et dans la Table 2-2 pour les volumes. Les écarts sur les superficies et les volumes restent limités respectivement à moins de 3 % et de 1 %. Les deux approches donnent donc des résultats équivalents.



Table 2-1 : Surface de la retenue de Lom Pangar – Comparaison APS 1999 / EIE 2005

Surface au sol [km2] Ecart surface

Cote APS EIE

[m NGC] 1999 2005 [km

2] [%]

635 0 0 -- --

640 2 3 -1 --

645 27 23 4 14.8%

650 71 71 0 0.0%

655 137 136 1 0.7%

660 232 226 6 2.6%

665 341 336 5 1.5%

670 462 457 5 1.1%

675 611 602 9 1.5%

680 773 751 22 2.8%

Table 2-2 : Volume de la retenue de Lom Pangar – Comparaison APS 1999 / EIE 2005

Volume [km3] Ecart Volume

Cote APS EIE

[m NGC] 1999 2005 [km

3] [%]

635 0 0 -- --

640 0.01 0.01 0.00 --

645 0.07 0.07 0.00 --

650 0.30 0.31 -0.01 -3.3%

655 0.82 0.83 -0.01 -1.2%

660 1.74 1.73 0.01 0.6%

665 3.15 3.14 0.01 0.3%

670 5.15 5.12 0.03 0.6%

675 7.83 7.77 0.06 0.8%

680 11.26 11.15 0.11 1.0%

Une correction des valeurs brutes de la capacité du réservoir a été introduite pour tenir compte de l’importante couverture végétale présente dans l’emprise de la retenue, cette correction a été évaluée à 0.35 milliard de mètres cubes pour la cote 675 NGC.

La loi Hauteur/Surface/Volume (loi HSV) retenue est présentée dans la Table 2-3 et illustrée sur la Figure 2-2.

La capacité utile de 6 milliards de m3 adoptée pour le réservoir de Lom Pangar correspond ainsi à une cote de Retenue Normale de 672.70 NGC.



Figure 2-2 : Retenue de Lom Pangar – Loi Hauteur/Surface/Volume

Table 2-3 : Retenue de Lom Pangar – Loi Hauteur/Surface/Volume

Cote Surface Volume Valeurs brutes

Volume Valeurs

corrigées

Volume utile

[m NGC] [km2] [km

3] [km

3] [km

3]

635 0 0.00 0.00 --

640 2 0.01 0.01 --

645 27 0.07 0.05 --

649 (NME) 61 0.23 0.20 0.00

650 71 0.30 0.26 0.06

655 137 0.82 0.74 0.55

660 232 1.74 1.61 1.41

665 341 3.15 2.95 2.76

670 462 5.15 4.89 4.69

672.7 (RN) 540 6.51 6.20 6.00

675 611 7.83 7.48 7.28

680 773 11.26 10.82 10.62



1.3.4 Données topographiques pour l’accès au site

L’étude des variantes d’accès au chantier analysées lors de l’EIE [3] à conduit à identifier l’itinéraire passant par le village de Deng-Deng et longeant la future retenue sur le versant gauche du LOM, comme la meilleure solution pour accéder au site. La route d’accès au Chantier est présentée sur le plan BA 20-002.

1.3.5 Données topographiques pour les cités et installations de chantier

Les cités et les installations de chantier ont fait l’objet d’études spécifiques dans le cadre de l’EIE [3], qui ont débouché sur des mesures d’atténuation ou de compensation, avec des propositions d’implantation. Ces mesures ont fait l’objet de commentaires de la part de la Banque Mondiale [4].

L’implantation des installations de chantier ainsi que des cités est traitée plus bas. Il apparaît que le transfert de l’ensemble de ces ouvrages en rive droite aval de l’aménagement constitue une mesure particulièrement favorable, sans surcoût significatif pour le projet. Les plans BA 20-002 et BA 20-201 présentent l’implantation des différentes installations de chantier.

1.3.6 Données topographiques pour la carrière

Lors des différentes missions de terrain, différents sites possibles pour carrière à agrégats ont été identifiés. Les carrières potentielles identifiées sont les suivantes :

- le dôme de Kouma, reconnu lors des études APS 1999 [1],

- le dôme de Kaya Ngoum identifié lors de l’EIE 2005 [3],

- le dôme de Mbi Bawara et l’affleurement rocheux au sud de la piste Deng Deng – Ouami, identifiés dans le cadre de la mission de démarrage des études d’APD.

Leurs implantations respectives ont été reportées sur le plan BA 20-002.

Le dôme de Mbi Bawara est retenue comme carrière principale au stade d’APD (voir chapitre 3).



La Table 2-4 présente les coordonnées GPS levées sur le terrain. Ils sont suffisants pour permettre la localisation de la carrière par le futur Entrepreneur en vue d’apprécier les conditions d’accès et d’exploitation en phase chantier. De même ils ont permis d’apporter les garanties sur les volumes disponibles du dôme de Mbi Bawara.

Table 2-4 : Relevés GPS de la carrière de Mbi Bawara

Points Désignation X Y

1 Accès à la carrière :

Bifurcation vers l’est 335 369 596 287

2 Accès à la carrière :

Passage à gué 336 439 595 893

3 Centre de la carrière 338 085 595 242

4 Carrière :

extrémité est 338 204 595 242

5 Carrière :

extrémité ouest 338 001 595 191

Système de coordonnées : WGS84, UTM 33N



2 DONNEES HYDROLOGIQUES

L’hydrologie des apports au site du barrage de Lom Pangar a été étudiée à plusieurs reprises lors des étapes précédentes d’étude notamment :

- Avant Projet Sommaire (Coyne-et-Bellier, 1995),

- Reprise d’Avant Projet Sommaire (Coyne-et-Bellier, 1999),

- Actualisation de l’Avant Projet Sommaire (Coyne-et-Bellier, 2006),

- Optimisation de la capacité de la retenue (ISL/oreade-Breche/Sogreah),

- Actualisation de la crue de projet au site de Lom Pangar (Coyne-et-Bellier).

Dans le cadre des études d’APD, une note spécifique (Doc. n° 10108-NDC-0100) reprend l’actualisation des crues extrêmes.

L’objet de cette partie est de présenter une synthèse des principales données hydrologiques :

- régime pluviométrique et pluies maximales mensuelles

- régime des apports annuels et mensuels

- crues de chantier et de projet

- débit réservé

- courbe de tarage aval au site du barrage



2.1 Pluviométrie

Une analyse de la pluviométrie du site a été effectuée lors des études d’actualisation des études d’Avant Projet Sommaire.

2.1.1 Données

Les données pluviométriques utilisées sont résumées dans la Table 2-5.

Table 2-5 : Caractéristiques des stations pluviométriques régionales

Station Code Station Altitude Latitude Longitude Type de données

Tibati 1050053200 874 m 6°28’00’’ N 12°37’00’’ E Pluies mensuelles (1933 – 1992)

Betare Oya 1050010800 805 m 5°36’00’’ N 14°05’00’’ EPluies mensuelles (1933 – 1992)

Pluies journalières (1969 – 1980)

Meiganga 1050035600 1 027 m 6°32’00’’ N 14°17’00’’ EPluies mensuelles (1933 – 1992)


Bertoua 1050010400 668 m 4°35’00’’ N 13°49’00’’ EPluies mensuelles (1933 – 1992)


Ngaoundere 1050042400 1 113 m 7°21’00’’ N 13°34’00’’ EPluies mensuelles (1933 – 1992)


Lom Pangar Pluies mensuelles (1933 – 1992)


Si les données mensuelles sont assez complètes sur la période 1933 à 1992 (sur la période 1933-1954, on ne dispose que des pluies mensuelles de la saison humide), les données de pluies journalières sont très parcellaires.

De façon à appréhender les conditions de chantier, les quatre postes suivants ont été utilisés :

- Meiganga à 159 km du site,

- Bertoua à 90 km du site,

- Bétaré-Oya à 75 km du site,

- Tibati à 140 km du site.

A partir de ces données, une pluie moyenne mensuelle sur le bassin versant a été définie en pondérant les valeurs de chacun des postes (proportionnellement à la distance « poste - Lom Pangar »).



2.1.2 Régime pluviométrique

Le bassin du Lom est principalement intéressé par les régions climatiques suivantes :

- la région des plateaux de l’Adamaoua, au climat tropical ;

- la région des savanes du Centre au climat tropical de transition à grande saison sèche.

Au nord du parallèle Yoko - Betare Oya, le climat est caractérisé par une saison des pluies et une saison sèche : c’est le régime tropical. Au voisinage de ce parallèle, il peut y avoir des fluctuations du Front Inter Tropical autour de sa position moyenne, c'est-à-dire un palier dans la courbe des précipitations vers les mois de juin ou juillet : c’est la transition entre le régime tropical et le régime équatorial.

Les variations saisonnières des précipitations du Cameroun constituent un des facteurs les plus déterminants des régimes hydrologiques.

La Table 2-6 regroupe les pluies cumulées mensuelles moyennes, maximales et minimales enregistrées sur une période de 40 années d’observation.

Trois mois ont une moyenne supérieure à 200 mm/mois. Il s’agit de la période d’août à octobre. Mai, juin et juillet ont une moyenne d’environ 180 mm/mois. Avril n’atteint pas 130 mm en moyenne. Les moyennes de novembre et mars sont comparables (66 et 83 mm/mois). Enfin, trois mois sont très secs (décembre à février).



Figure 2-3 : Régime des pluies mensuelles au site

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

Janvier Février Mars Avril Mai Juin Juillet Août Septembre Octobre Novembre Décembre

Plu

ie m

en

su

elle

[m

m]

Maximum Moyenne Minimum

Table 2-6 : Régime des pluies mensuelles au site

Minimum Moyenne Maximum Mois

[mm] [mm] [mm]

Janvier 0 10 52

Février 0 19 94

Mars 23 83 178

Avril 68 131 206

Mai 117 176 269

Juin 120 185 274

Juillet 103 189 316

Août 117 215 412

Septembre 173 260 416

Octobre 155 244 389

Novembre 1 61 166

Décembre 0 13 59



2.1.3 Pluies maximales mensuelles

Les pluies maximales mensuelles ont été étudiées dans le cadre de l’actualisation des crues extrêmes (Doc. n°10108-NDC-0100). Les résultats obt enus sont présentés dans la Table 2-7.

Table 2-7 : Pluies maximales mensuelles

T F PM(T)

[ans] [-] [mm]

2 0,5 273

5 0,8 312

10 0,9 339

20 0,95 365

50 0,98 399

100 0,99 426

200 0,995 453

1 000 0,999 520

2 000 0,9995 550

10 000 0,9999 626

PMP 753

La pluie mensuelle centennale est de 426 mm tandis que la Pluie Maximale Probable (PMP) est estimée à 753 mm.



2.2 Apports annuels et mensuels

2.2.1 Données

Les sources des données hydrologiques sont les suivantes :

- AES-SONEL,

- ALUCAM-ALCAN,

- IRD,

- Centre de recherche hydrologique.

L’analyse de ces différentes données ont conduit à la reconstitution de plusieurs séries d’apports moyens mensuels au droit du site :

2.2.1.1 Séries reconstituées par Coyne et Bellier

Les débits mesurés au pas de temps mensuel aux sites des ouvrages existants (M’bakaou, Mape, Bamendjin, Edea) et au site de Lom Pangar ont été transmis par SONEL en 1995 et 1999. Des données complémentaires ont été transmises par AES-SONEL en 2002-2003 puis en 2008.

Les données de débits mensuels s’étendent de 1952 à 1995 pour l’ensemble des sites à l’exception d’Edea où la série s’étend de 1944 à 2003.

Sur la base des données transmises, Coyne-et-Bellier a effectué lors des études précédentes, les corrections, ajustements et corrélations nécessaires pour obtenir un jeu de séries cohérent dans le cadre des projets Lom Pangar et Nachtigal. Ce jeu de séries est noté COB dans le présent paragraphe.

2.2.1.2 Séries utilisées dans l’Etude Environnementale (Juillet 2005)

Il s’agit des données présentées dans le Thème 14 ‘’ Impact Hydraulique à l’aval ’’de l’EIE [2]. Elles concernent :

- les apports mensuels aux sites de M’bakaou, Mape, Bamendjin et Edea de 1972 à 2003,

- les apports mensuels au site de Lom Pangar entre 1951 et 2003.

D’après l’Etude Environnementale (Thème 14 page 37), les données concernant le site de Lom Pangar de 1998 à 2003 étaient des données partielles, mesurées et corrigées par le CRH.



2.2.1.3 Séries transmises par AES SONEL en Avril 2006

Il s’agit des données suivantes :

- apports mensuels aux sites de Lom Pangar, M’bakaou, Mape, Bamendjin et Edea de 1966 à 2003,

- apports journaliers au site de Lom Pangar de 1972 à 2003.

Dans un premier temps, les données postérieures à 1996 reprenaient les valeurs de l’EIE [2] et n’avaient pas été formellement validées par AES-SONEL.

2.2.1.4 Consistance des données

Dans le cadre de l’actualisation des Etudes d’APS de 1999, une analyse de la consistance des séries de débit mensuel AES SONEL et EIE a été réalisée à l’aide de la série COB.

L’analyse des apports annuels en différents points du cours d’eau de la Sanaga montre une bonne homogénéité des données quelle que soit leur source.



2.2.2 Apports annuels

La série des apports annuels du Lom à Lom Pangar est illustrée en Figure 2-4.

Figure 2-4 : Apports annuels du Lom à Lom Pangar

0

1 000

2 000

3 000

4 000

5 000

6 000

7 000

8 000

9 000

10 000

11 000

12 000

13 000

195

2

195

4

195

6

195

8

196

0

196

2

196

4

196

6

196

8

197

0

197

2

197

4

197

6

197

8

198

0

198

2

198

4

198

6

198

8

199

0

199

2

199

4

199

6

199

8

200

0

200

2

Année

Ap

po

rt a

nn

uel

[hm

3]

Apport moyen annuel :

8 150 hm3

On constate une période déficitaire à compter du début des années 70. Cette période déficitaire est généralisée sur l’ensemble de l’Afrique de l’Ouest.

2.2.3 Apports mensuels

La Figure 2-5 et la Table 2-8 synthétisent le régime des apports mensuels.

Le débit moyen mensuel pour les mois d’août, septembre et octobre est supérieur à 500 m3/s, tandis que les débits moyens de juin, juillet, novembre et décembre sont compris entre 100 et 350 m3/s. Les mois de janvier à mai présentent un faible débit moyen mensuel.



Figure 2-5 : Régime des débits moyens mensuels du Lom à Lom Pangar

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1 000

1 100

1 200


Dé

bit

mo

ye

n m

en

su

el [m

3/s

]

0

260

520

780

1 040

1 300

1 560

1 820

2 080

2 340

2 600

2 860

3 120

Ap

po

rt m

en

su

el [h

m3]

Maximum Moyenne Minimum

Table 2-8 : Régime des débits moyens mensuels du Lom à Lom Pangar

Minimum Moyenne Maximum Mois

[m3/s] [m

3/s] [m

3/s]

Janvier 19 68 143

Février 9 39 112

Mars 1 21 89

Avril 2 32 111

Mai 15 88 200

Juin 82 171 334

Juillet 206 339 565

Août 210 541 807

Septembre 462 684 1080

Octobre 355 610 929

Novembre 120 274 441

Décembre 46 117 221



2.2.4 Etude d’optimisation de la capacité de la retenue

Suite aux recommandations de l’EIE, une étude d’optimisation de la capacité de la retenue a été confiée au Groupement ISL/Oréade-Brèche/Sogreah dans le but de compléter l’étude de régularisation de la Sanaga. Cette étude a pour objectif de tenir compte de la baisse des apports observés lors des dernières décennies, sur la base des données hydrologiques validées et actualisées à Décembre 2005.

Dans le cadre de cette analyse, une nouvelle étude concernant les apports du Lom a été réalisée. Les données d’entrée de cette étude sont les suivantes :

- les débits aux stations hydrométriques,

- les débits, volumes retenus et lâchés aux barrages de régularisation existants Les paramètres climatologiques permettant d’estimer l’évapotranspiration potentielle et la lame d’eau tombée.

En concertation avec le Maître d’Ouvrage, la période de référence de cette étude correspond à la période postérieure à la rupture hydrologique soit 1970-2003.

Sur les trois dernières décennies, l’apport annuel moyen au site de Lom Pangar est passé de 8 200 hm3 à 7 600 hm3 .

L’optimisation de la capacité de la retenue de Lom Pangar a été réalisée à partir d’une modélisation hydrologique du bassin de la Sanaga, comprenant les éléments suivants :

- les trois retenues existantes de M’Bakaou, Bamendjin et Mapé, définies par leur capacité utile,

- la retenue de Lom Pangar pour plusieurs cotes de retenues normales correspondant à plusieurs capacités,

- les éléments principaux du réseau hydrographique de la Sanaga : Lom, Djerem, Sanaga, Mbam,

- les centrales hydroélectriques existantes de production de Song Loulou et Edéa,

- les centrales hydroélectriques prévues sur la Sanaga.

La modélisation du fonctionnement du bassin de la Sanaga a été effectuée au pas de temps journalier et basée sur des débits journaliers ou mensuels suivant les données disponibles.

Les simulations montrent que le passage de 5.5 km3 de capacité à 7 km3 conduit à augmenter le débit garanti 90 % du temps en période d’étiage de 5 à 10 %. Le passage de 6 à 7 km3 n’augmente ce débit que de 1 à 2 %. Le gain économique associé à la tranche 5 à 7 km3 se situe principalement au niveau des périodes charnières entre une année humide et une année sèche. Cette tranche permet de gérer de façon satisfaisante une année sèche faisant suite à une année normale ou humide. A titre indicatif, il est rappelé que la chronique



de référence 1970-2003 comporte trois cycles secs (1970-1973, 1982-1988 et 1995-2002) et deux cycles humides (1974-1981 et 1989-1994).

Suite aux recommandations de la Maîtrise d’Ouvrage, il a été convenu de fixer la cote de la retenue normale à 672.70 NGC pour un volume utile de 6 milliards de mètre cubes.



2.3 Crues de projet et de chantier

2.3.1 Données

En l’absence de données d’observations directes au site de Lom Pangar sur une longue période, une approche régionale a été privilégiée.

Les données hydrométriques suivantes ont été utilisées :

- débits journaliers du Lom à Lom Pangar sur la période 1960-2003. Ces données ont été fournies par AES SONEL lors de l’APS de 1995 et ont fait l’objet d’une actualisation par Sogreah lors de l’EIE de 2005,

- séries de maximums annuels des débits journaliers de 4 stations jugées représentatives du régime du Lom à Lom Pangar, à savoir :

- le Bini à Berem,

- la Vina Sud à Lahore,

- la Noun à Bafoussam

- le Lom à Betare Oya

L’application de la méthode des années-stations a permis la constitution d’un échantillon régional de crues qui ont été transposées au site de Lom Pangar à l’aide du coefficient de Francou-Rodier. Cet échantillon régional a été ajusté à l’aide de différentes lois statistiques.

Cette approche statistique a été complétée par l’étude du processus d’écoulement des crues afin d’intégrer l’information pluviométrique dans l’estimation des débits maximaux journaliers de fréquence rare.

Cette étude fait l’objet d’une note de calcul dédiée (Doc n°10108-NDC-0100).



2.3.2 Crue annuelle

Les débits maximaux journaliers annuels pour différentes périodes de retour ainsi que celui associé à la Crue Maximale Probable sont donnés dans la Table 2-9 et illustrés par la Figure 2-6.

Figure 2-6 : Débits maximaux journaliers en fonction de la période de retour

Table 2-9 : Débits maximaux journaliers en fonction de la période de retour

T F QMJ(T)

[ans] [-] [m3/s]

2 0,5 882

5 0,8 1 070

10 0,9 1 190

20 0,95 1 310

50 0,98 1 460

100 0,99 1 580

200 0,995 1 690

500 0,998 2 109

1 000 0,999 2 425

2 000 0,9995 2 741

5 000 0,9998 3 159

10 000 0,9999 3 475

CMP - 4 140



2.3.3 Hydrogrammes de projet

Les crues du Lom peuvent être générées par la conjonction de fortes pluies pendant toute la saison humide et d’un événement pluviométrique intense sur quelques jours. Ces événements jouent respectivement sur le volume de la crue et le débit journalier maximal.

Les hydrogrammes de projet sont donc définis comme la superposition de deux hydrogrammes : l’un saisonnier lié aux précipitations pendant la saison humide (juillet-novembre), le second lié à un événement pluviométrique intense de quelques jours.

La détermination de ces hydrogrammes de projet fait l’objet d’un chapitre spécifique dans la note de calcul n°10108-NDC-0100.

Les hydrogrammes de projet de période de retour 100, 1 000 et 10 000 ans, ainsi que celui correspondant à la CMP, sont représentés sur la Figure 2-7.

Figure 2-7 : Hydrogrammes de projet de période de retour 100 ans, 1 000 ans, 10 000 ans et CMP

0

500

1 000

1 500

2 000

2 500

3 000

3 500

4 000

4 500

01/06/2004 01/07/2004 01/08/2004 01/09/2004 01/10/2004 01/11/2004 01/12/2004

Date [-]

Déb

it [

m3/s

]

T = 100 ans T = 1 000 ans T = 10 000 ans CMP



2.3.4 Crues mensuelles

L’analyse des crues mensuelles a été réalisée lors des études d’actualisation des études d’Avant Projet Sommaire. Ces dernières n’ont pas été révisées lors de la mise à jour de la crue de projet.

Les résultats à Lom Pangar ont été déduits de l’étude des données hydrologiques disponibles aux 4 stations de jaugeage jugées représentatives du cas du Lom Pangar. En ce qui concerne l’analyse fréquentielle des crues mensuelles, une loi de Gumbel a été classiquement retenue pour ajuster une distribution de valeurs extrêmes aux échantillons observés. La période des crues s’étend de juin à novembre. Les résultats sont présentés sur le tableau et la figure suivants.



Figure 2-10 : Débit de pointe des crues mensuelles à Lom Pangar

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1 000

1 100

1 200

1 300

1 400

1 500

1 600


Dé

bit

max

imal

jou

rnali

er

[m3/s

]

100 ans 50 ans 20 ans

Tableau 2-10: Débit de pointe des crues mensuelles à Lom Pangar

Période de retour T Mois

2 ans 5 ans 10 ans 20 ans 50 ans 100 ans

Janvier 180 230 250 280 300 330

Février 130 180 200 230 270 280

Mars 130 180 230 270 310 350

Avril 150 220 270 300 350 380

Mai 230 300 350 390 440 490

Juin 330 430 490 550 630 690

Juillet 510 640 740 810 920 1 010

Août 680 840 950 1 050 1 190 1 290

Septembre 800 920 990 1 070 1 170 1 240

Octobre 840 1 020 1 140 1 240 1 390 1 490

Novembre 600 740 830 920 1 040 1 130

Décembre 280 330 360 410 440 470



2.4 Débit réservé

Après concertation avec le Maitre d’Ouvrage, le débit réservé nécessaire pour assurer un écoulement à l’aval de l’ouvrage répondant aux contraintes environnementales a été fixé constant et égal à 25 m3/s.

2.5 Courbe de tarage aval

La courbe de tarage aval au droit du site du barrage est issue des études d’actualisation d’APS d’Août 1999. Elle correspond à un ajustement polynômial des mesures de la station de jaugeage au droit du site de 1992-1998 pour des débits de 25 à 850 m3/s. Au-delà de cette gamme de débits mesurés, la loi a été extrapolée.

En phase chantier, un pont provisoire sera réalisé environ 700 m à l’aval du barrage. Les calculs hydrauliques (voir Doc. n°10108-NDC-0200) o nt montré que ce pont aura une influence minime sur l’écoulement hydraulique du Lom.

La surélévation du plan d’eau due au pont est estimée à moins d’un centimètre pour les débits inférieurs à 1 500 m3/s.

Am

énagem

ent de L

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Avril 2010

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635

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642

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0200

400

600

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00

1 2

00

1 4

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1 6

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1 8

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2 0

00

2 2

00

2 4

00

2 6

00

2 8

00

3 0

00

3 2

00

3 4

00

3 6

00

Déb

it [

m3/s

]

Niveau d'eau au droit du barrage [m NGC]



3 DOCUMENTS DE REFERENCE

1. AMENAGEMENT DE LOM PANGAR - ETUDE D’ACTUALISATION D’APS, par Coyne et Bellier, SONEL, Août 1999

2. ETUDES ENVIRONNEMENTALES du Barrage de LOM PANGAR - Rapport de Synthèse - par ISL-Oréade Brèch-Sogréah, Octobre 2005

3. ETUDES ENVIRONNEMENTALES du Barrage de LOM PANGAR – Thème 12 : Zones d’emprunt, accès, cités et zone de chantier - par ISL-Oréade Brèch-Sogréah, Juin 2005

4 Commentaires de la Banque Mondiale sur l’EIE du projet de barrage de Lom Pangar Lettre n° 915/12 – 05/RR/LL/gm du 16 décembre 2005

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 3 : Géologie et géotechnique Page 3-i


CHAPITRE 3

GEOLOGIE ET GEOTECHNIQUE

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 3 : Géologie et géotechnique Page 3-iii


GEOLOGIE ET GEOTECHNIQUE

SOMMAIRE

1 CADRE GEOLOGIQUE REGIONAL ............................................................................ 1

1.1 Contexte lithologique ........................................................................................ 1

1.2 Tectonique ......................................................................................................... 3

1.3 Morphogenèse ................................................................................................... 3

1.4 Pétrographie du socle archéen......................................................................... 4

1.5 Terrains de couverture...................................................................................... 4

1.6 Données structurales ........................................................................................ 5

1.7 Hydrogéologie régionale................................................................................... 7

2 CAMPAGNE DE RECONNAISSANCES...................................................................... 9

2.1 Travaux réalisés en 1993................................................................................... 9

2.1.1 Sondages carottés ................................................................................... 9

2.1.2 Puits de reconnaissance .......................................................................... 9

2.1.3 Campagne géophysique ........................................................................ 11

2.1.4 Essais de laboratoire.............................................................................. 13

2.2 Travaux réalisés en 1999................................................................................. 13

2.2.1 Sondages carottés ................................................................................. 13

2.2.2 Puits de reconnaissance ........................................................................ 14


2.3 Travaux réalisés en 2010................................................................................. 16

2.3.1 Puits de reconnaissance ........................................................................ 16


3 RECOMMANDATIONS ISSUES DE L’EIE................................................................. 17

3.1 Exploitation de carrières................................................................................. 17

3.2 Zones d’emprunts............................................................................................ 18

4 GEOLOGIE DE L’AMENAGEMENT .......................................................................... 19

4.1 Contexte géomorphologique .......................................................................... 19

4.2 Caractéristiques géologiques de la fondation rocheuse .............................. 20

4.2.1 Etude pétrographique............................................................................. 20

4.2.2 Définition du toit du rocher...................................................................... 21

4.2.3 Etat de fracturation du rocher de fondation............................................. 24

4.2.4 Reconnaissances complémentaires du substratum rocheux .................. 25

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 3 : Géologie et géotechnique Page 3-iv


4.3 Terrains meubles de fondation....................................................................... 25

4.3.1 Identification de la séquence des sols d’altération .................................. 26

4.3.2 Description des faciès ............................................................................ 28

4.4 Perméabilité de la fondation ........................................................................... 29

4.4.1 Perméabilité des formations superficielles.............................................. 29

4.4.2 Piézométrie ............................................................................................ 32

4.4.3 Perméabilité de la fondation rocheuse.................................................... 32

5 GEOLOGIE DE LA ZONE DE RETENUE .................................................................. 35

5.1 Contexte géomorphologique .......................................................................... 35

5.2 Etanchéité ........................................................................................................ 35

5.3 Stabilité des versants ...................................................................................... 35

6 CARACTERISTIQUES GEOTECHNIQUES ............................................................... 37

6.1 Caractéristiques géotechniques de la fondation rocheuse .......................... 37

6.2 Caractéristiques géotechniques de la fondation meuble ............................. 38

6.2.1 Essais d’indentification ........................................................................... 38

6.2.2 Essais mécaniques ................................................................................ 46

6.2.3 Perméabilité ........................................................................................... 47

6.3 Matériaux d’emprunts...................................................................................... 48

6.3.1 Reconnaissances et volumes disponibles .............................................. 48

6.3.2 Essais d’identification ............................................................................. 49

6.3.3 Essais de compactage ........................................................................... 53

6.3.4 Essais mécaniques ................................................................................ 55

6.3.5 Conclusions sur les matériaux d’emprunts ............................................. 55

6.4 Matériaux rocheux ........................................................................................... 57

6.4.1 Essais réalisés ....................................................................................... 57

6.4.2 Carrière de Deng-Deng .......................................................................... 58

6.4.3 Carrière de Mbi Bawara – Echantillon 1 ................................................. 60

6.4.4 Carrière de Mbi Bawara – Echantillon 2 ................................................. 62

6.4.5 Conclusion sur l’alcali réaction ............................................................... 64

7 CONSEQUENCE DES CONNAISSANCES ACQUISES SUR LA GEOLOGIE POUR L’ETABLISSEMENT DU PROJET .............................................. 65

7.1 Points saillants des reconnaissances............................................................ 65

7.2 Hypothèses des calculs de stabilité............................................................... 65

7.3 Dispositions générales pour les ouvrages .................................................... 66

7.3.1 Définition du fond de fouille .................................................................... 66

7.3.2 Injection et Drainage .............................................................................. 66

7.3.3 Centrale hydroélectrique ........................................................................ 67

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 3 : Géologie et géotechnique Page 3-v


7.3.4 Vidange de fond ..................................................................................... 67

7.3.5 Evacuateur de crues .............................................................................. 67

8 ANNEXES .................................................................................................................. 69

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LISTE DES FIGURES

Figure 3-1 : Carte géologique régionale de la zone du projet au 1/1 000 000ème.................. 2Figure 3-2 : Photo-interprétation du site de Lom Pangar ........................................................ 6Figure 3-3 : Coupe géologique des terrains meubles au droit du site de Lom Pangar.......... 27Figure 3-4 : Terrains de fondation du barrage - Teneur en eau vs profondeur ..................... 39Figure 3-5 : Fuseau granulométrique - Argiles limoneuses .................................................. 41Figure 3-6 : Fuseau granulométrique - Latérites argileuses ................................................. 41Figure 3-7 : Fuseau granulométrique - Latérites graveleuses .............................................. 42Figure 3-8 : Fuseau granulométrique - Silts violacés............................................................ 42Figure 3-9 : Fuseau granulométrique - Silts gris rubanés..................................................... 43Figure 3-10 : Terrains de fondation du barrage - Granulométrie vs profondeur .................... 43Figure 3-11 : Terrains de fondation du barrage - Diagramme de Casagrande...................... 45Figure 3-12 : Terrains de fondation du barrage - Indice de plasticité vs profondeur ............. 45Figure 3-13 : Terrains de fondation du barrage - Caractéristiques de cisaillement ............... 46Figure 3-14 : Zone d'emprunt PEG B - Teneur en eau vs profondeur

(Campagnes 1992 et 1999) ............................................................................. 50Figure 3-15 : Zone d'emprunt PEG B - Fuseau granulométrique des matériaux in-situ ........ 51Figure 3-16 : Zone d'emprunt PEG B - Diagramme de Casagrande..................................... 52Figure 3-17 : Zone d’emprunt PEG B - Densité sèche maximale

en fonction de la teneur en eau optimale ......................................................... 54Figure 3-18 : Carrière de Deng Deng - Fiche signalétique de l’échantillon (2006)................ 59Figure 3-19 : Carrière de Mbi Bawara - Fiche signalétique de l’échantillon 1 (2006) ............ 61Figure 3-20 : Carrière de Mbi Bawara - Fiche signalétique de l’échantillon 2 (2008) ............ 63

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LISTE DES TABLES

Table 3-1 : Travaux de 1993 – Sondages carottés................................................................. 9Table 3-2 : Travaux de 1993 - Puits manuels....................................................................... 10Table 3-3 : Travaux de 1993 - Profils géophysiques ............................................................ 12Table 3-4 : Travaux de 1999 - Sondages carottés ............................................................... 14Table 3-5 : Travaux de 1999 - Puits manuels....................................................................... 15Table 3-6 : Perméabilité des différents faciès de sols de la fondation meuble...................... 30Table 3-7 : Terrains de fondation du barrage - Teneur en eau ............................................. 39Table 3-8 : Terrains de fondation du barrage - Densités humide et saturée ......................... 40Table 3-9 : Terrains de fondation du barrage - Limites de liquidité et indice de plasticité .... 44Table 3-10 : Zone d’emprunt PEG B - Teneur en eau (Campagnes 1992 et 1999) .............. 49Table 3-11 : Zone d’emprunt PEG B - Teneur en eau (Campagne 2010)............................. 50Table 3-12 : Zone d'emprunt PEG B - Répartition granulométrique moyenne ...................... 51Table 3-13 : Zone d'emprunt PEG B - Limites de liquidité et indice de plasticité .................. 52Table 3-14 : Zone d'emprunt PEG B - Résultats des essais Proctor .................................... 53Table 3-15 : Hypothèses retenues pour les calculs de stabilité de l'ouvrage........................ 65

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1 CADRE GEOLOGIQUE REGIONAL

Dans le contexte géologique régional du bassin de Lom, le site de l'aménagement de Lom Pangar ne présente pas de singularité particulière. Sa géomorphologie ne diffère pas de celle de l'ensemble de la région. Elle résulte de la très lente altération uniforme d'un socle rocheux, très ancien qui n'affleure que dans le lit des cours d'eau principaux et dans quelques dômes émergeant à travers les rives recouvertes d'une épaisse séquence de sols latéritiques sous un fort couvert forestier. C'est en raison de sa situation privilégiée, juste en aval de la confluence des cours du Lom et du Pangar, que le site a été choisi pour implanter un ouvrage à très grande capacité de retenue.

1.1 Contexte lithologique

L'ensemble de la zone du projet, depuis le site du barrage à quelques kilomètres en aval de la confluence du Lom et du Pangar jusqu'à l'extrémité de la retenue à plus de 80 kilomètres en amont, appartient aux formations géologiques du vieux craton africain. Les affleurements rocheux ne sont pas nombreux à travers l'épais recouvrement de sols résiduels et souvent difficiles à observer en raison de l'important couvert végétal de sorte que la cartographie géologique régionale demeure encore simplifiée et schématique, comme le présente la Figure 3-1.

Les levés géologiques exécutés durant les précédentes phases des études du Projet ont permis de confirmer la présence de formations très anciennes, d'âge Précambrien (Archéen), à dominante migmatitique (granitogneissique) qui caractérise la structure initiale dite du « Complexe de Base » du Bouclier Africain. Seule la partie amont du futur réservoir, dans le cours du Lom en amont de la confluence, a été pétrographiquement différencié des formations migmatiques par sa séquence plus métamorphique comprenant des séricitoschistes jusqu'à des gneiss à cordiérite. Ces formations, dites "du Lom", constitueraient une série métamorphique d'intensité croissante d'épizonale à catazonale, discordante sur le Complexe de Base.



Figure 3-1 : Carte géologique régionale de la zone du projet au 1/1 000 000ème



1.2 Tectonique

Le socle archéen n'a subi, au cours des ères géologiques, que le seul épisode thermotectonique panafricain (500 à 600 Ma) qui l'a "rajeuni" par la mise en place d'intrusions granitiques (batholites) et le réajustement des quelques discontinuités structurales majeures. Il a été épargné de tous les phénomènes tectoniques récents liés au volcanisme néogène et aux réajustements isostatiques de sorte qu'il se caractérise par une très grande stabilité.

Par rapport aux provinces voisines de l'Adamaoua et de l'Ouest Cameroun, la région concernée par le Projet paraît exempte de toute activité sismique. Les renseignements sismologiques y sont pratiquement inexistants et l'on doit considérer que le niveau sismique de tout le secteur est très faible et d'aucune importance pratique pour le Projet d'aménagement.

L'évaluation du risque sismique local a été évaluée à 0,1g. Cette valeur correspond à une valeur usuelle prise en compte dans les contextes présentant aucune activité sismique.

1.3 Morphogenèse

Après sa mise en place, au Précambrien, le socle de la région n'a été recouvert, même partiellement, d'aucune série sédimentaire. Son évolution morphogénétique n'a plus été induite que par le régime de l'altération allitique qui a été intense et uniforme.

Le socle rocheux a été progressivement décomposé, sur place, suivant les processus mécaniques et chimiques des multiples cycles d'érosion classique et de ceux de la latéritisation qui s'est surtout développée sous ces latitudes à partir du Tertiaire. Le Complexe de Base a été progressivement arasé et masqué par de fortes épaisseurs de sols résiduels dans lesquels le réseau hydrographique s'est imprimé.

La séquence de la couverture de sols (éluvions) s'est uniformément développée sur tout l'ensemble de la région. Elle est coiffée par un faciès typiquement argileux ferrallitique (latérites). Elle est surtout composée de silts sablo-argileux directement liés à la composition pétrographique migmatique du socle archéen sous jacent qui constitue l'unique fondation rocheuse régionale.

Le toit de ce substratum rocheux correspond à la surface d'érosion initiale qui à l'échelle régionale peut être considérée comme quasiment subhorizontale avec des ondulations de grande amplitude, des décrochements linéaires correspondant à d'anciens accidents tectoniques et des bombements localisés (dômes) de type inselbergs correspondant à des structures batholitiques. Ce sont ces rares bombements rocheux qui viennent affleurer dans les rives à travers l'épais manteau de sols latéritiques recouvert d'une végétation forestière dense. Les plus proches du site ont été recherchés pour évaluer leur potentialité en tant que site de carrière. Il s’agit, dans l’ordre chronologique des études du Projet, du dôme de Kouma, puis Kaya Gnoum et Mbi Bawara.



Avec l'enfoncement progressif du réseau hydrographique dans la couverture meuble éluviale, le socle rocheux affleure dans le lit des cours d'eau principaux et de leurs affluents majeurs qui sont, pour la plupart, des marigots remontant perpendiculairement dans les versants par érosion régressive. Certains d'entre eux ainsi que certains tronçons du fleuve principal s'alignent sur des directions structurales anciennes. Tous les marigots concentrent les ruissellements et drainent les versants pour converger finalement vers le drain principal que constitue le Lom. Sur l'ensemble du réseau hydrographique régional dont la maille apparaît plutôt géométrique on retrouve, quasi systématiquement, le toit du socle rocheux entre les cotes 630 et 640 m (630-635, dans le lit du fleuve, au droit du site).

De part et d'autre du lit du fleuve qui est bordé d'un alignement d'arbres, (galerie), la basse plaine alluviale s'étale sur 80 m à 150 m sous une végétation de savane. Au-delà de cette bande, plane, de terres inondables, les rives remontent symétriquement et régulièrement suivant un gradient faible, de moins de 20 %.

1.4 Pétrographie du socle archéen

A l'échelle régionale (voir la Figure 3-1), le socle est composé d'un mélange de roches généralement acides de type granitique et de type gneissique (orthogneiss). La multiplicité des variétés est regroupée sous le terme général d'anatexites qui traduit la fusion magmatique partielle des divers constituants pétrographiques. La variété la plus gneissique se caractérise par une roche à grain grossier jusqu'à des porphyroblastes (gneiss oeillés) avec une foliation confuse ou parfois bien marquée par des lits micacés (biotite) et/ou d'amphiboles (type embréchites rubanées). Les anatexites se présentent à l'affleurement en faciès tout aussi bien homogènes qu'hétérogènes et le plus souvent sont recoupées en tous sens, par des filons de quartz et des filonnets d'aplite. Les migmatites passent localement aux granites équants à biotite, parfois monzonitiques leucocrates. Le socle se caractérise par la massivité générale de ses affleurements.

1.5 Terrains de couverture

La séquence des sols résiduels provenant de la décomposition du socle a été étudiée en détail au droit du site par de multiples travaux de reconnaissance géologique entrepris par l'étude de Faisabilité du Projet. Cette séquence correspond à la superposition d'horizons de sols à matrice silto-sableuse progressivement plus argileuse en remontant vers la surface. Les horizons supérieurs ferrallitiques (sesquioxydes de fer et d'aluminium), typiquement noduleux, rougeâtres (argile kaolinique), ont été générés par le phénomène de latéritisation qui représente le terme ultime d'altération chimique, intense, du socle (roche-mère) sous des conditions hydrolysantes climatiques (Allitération) de type tropical humide et sous un fort couvert végétal.

La coupe géologique de cette couverture de terrains meubles est détaillée dans la section 4 relative à l'analyse des conditions naturelles de fondation de l'ouvrage de retenue. Sa large extension régionale a des conséquences très importantes sur la conception du Projet d'Aménagement dans la mesure où elle peut influencer directement non seulement les paramètres géotechniques des terrains de fondation tels que leur perméabilité et leur stabilité mais aussi la disponibilité et la qualité des matériaux de construction à proximité du site. Bien que classiques, les caractéristiques géotechniques de ces horizons de sols



résiduels ont fait l'objet d'une étude locale spécifique. Les résultats des diverses analyses et identifications en laboratoire sont détaillés dans la section 6 sur la géotechnique.

1.6 Données structurales

Sous l'épais manteau éluvial meuble, le socle rocheux archéen ne présente que quelques directions structurales majeures qui ont surtout été repérées sur les affleurements à faciès gneissique et de sericitoschistes de la Série de Lom. Ces quelques directions principales de linéation ont été identifiées par la photo interprétation dans la zone élargie du site présentée sur la Figure 3-2. Cette même figure indique quelques traits morphologiques qui mettent en évidence l'uniformité régionale de la foliation dont la direction est NE-SW avec un pendage vers le Nord-Ouest.

Les linéaments régionaux soulignent deux directions structurales majeures qui résultent de la phase tectonique de réajustement du socle, au Panafricain. Sur ces directions, qui sont NO-SE (N.130° à N.170°E) et NE-SO, se sont alignés certains tronçons des cours d'eau principaux (Lom, Djerem, Pangar) et de leurs principaux affluents. Dans certains secteurs, ces alignements structuraux anciens ont induit un réseau d'effondrements en panneaux. Ceux-ci sont identifiables à l'analyse photogéologique dans la série métamorphique en amont du Lom. Dans la zone du site, certains de ces alignements, en particulier des accidents décrochants, ont été partiellement reconnus lors de la campagne d'investigation géologique.



Figure 3-2 : Photo-interprétation du site de Lom Pangar



1.7 Hydrogéologie régionale

Le cours du Lom Pangar draine tous les ruissellements qui convergent vers lui par un réseau des thalwegs adjacents et perpendiculaires dont la fréquence est semi-kilométrique. Il draine aussi la nappe des versants qui sature une partie des sols de décomposition qui recouvrent uniformément le socle rocheux. Cette nappe fluctue en fonction des saisons mais alimente toujours le fleuve avec un gradient de plusieurs degrés vers le bas des rives et qui s'atténue en se raccordant à la zone horizontale des terres inondables.

L'exhaure de cette nappe peut apparaître localement sous forme de sources, en saison humide, dans les thalwegs adjacents. Leur cote topographique correspond le plus généralement à celle du toit du socle rocheux masqué par l'épaisseur de la couverture de terrains meubles.

Les perméabilités des terrains meubles sont le plus généralement faibles en raison de leur forte teneur en argile et de leur état de compaction naturelle. Elles ont été spécifiquement analysées, au droit du site, par des essais d'eau "in situ" (en puits et en sondages) afin d'apprécier les conditions d'étanchéité de la fondation. Tous les horizons constituant la séquence des sols résiduels ont été testés ainsi que la fondation rocheuse sous jacente. Cette analyse est développée dans la section 4, relative aux conditions géologiques naturelles du site de barrage.

Les zones de terres inondables qui jalonnent latéralement le cours du Lom Pangar et qui sont basses et couvertes d'une savane dense retiennent l'eau jusqu'après la décrue. Ceci confirme que, dans ces basses terrasses alluviales, la faible épaisseur des sols fins limoneux qui ont été identifiés par le faciès silto-argileux bariolé, est très peu perméable. De même, la fondation rocheuse sous jacente doit être considérée comme étanche en grand.



2 CAMPAGNE DE RECONNAISSANCES

2.1 Travaux réalisés en 1993

2.1.1 Sondages carottés

8 sondages carottés pour une longueur cumulée de 334,2 mètres ont été exécutés principalement le long de l'axe du projet et dans la zone d'emprise de la digue. Leur répartition, leurs caractéristiques et leur longueur sont indiquées dans la Table 3-1, avec les résultats simplifiés des carottages réalisés en terrains meubles et dans le rocher :

- des essais Lugeon ont été exécutés systématiquement au rocher à l'avancement par tranche de 3 m ou 5 m de longueur selon la qualité de la passe carottée,

- sur les 8 sondages effectués, 5 ont été équipés en piézomètre, c'est-à-dire tubés sur toute leur longueur, ou au moins jusqu'au rocher, d'un tube galvanisé (diamètre 1,5�) et crépiné pour permettre la mesure des fluctuations de la nappe phréatique. Les sondages non équipés sont SR1 dans le lit du Lom, SG1 et SD1 sur chacune des berges.

Chaque sondage est repéré sur le terrain par un socle de béton d'où émerge un tube métallique fermé par un bouchon vissé.

Table 3-1 : Travaux de 1993 – Sondages carottés

Longueur Essai d’eau Zone Sondage Cote Inclinaison

Tot. mL Sols Rocher Lefranc Lugeon

SG 1 639,8 30°/RD 39,9 3,6 36,3 1 8

SG 2 649,6 Vertical 39,7 18,6 21,1 13 5 Axe Rive Gauche (RG)

SG 3 670,5 Vertical 59,7 59,7 - 9 -

Rivière SR 1 635,7 Vertical 40,0 - 40,0 - 10

SD 1 639,7 30°/RG 39,9 6,8 33,1 - 10

SD 2 655,6 Vertical 35,2 24,2 11,0 3 3 Axe Rive Droite (RD)

SD 3 669,6 vertical 42,8 38,0 4,8 5 -

Col SC 1 662,0 Vertical 37,0 27,2 9,8 6 2

TOTAL : 8 sondages 334,2 178,1 156,1 37 38

2.1.2 Puits de reconnaissance

La reconnaissance des terrains meubles de couverture sur le site du barrage et dans les zones d'emprunts a été réalisée par 304 puits cumulant un total linéaire de 1155 mètres.



Leur répartition est détaillée dans la Table 3-1 et leur log sont présentés dans le rapport LABOGENIE n° Y.92/3221/EF 1440.

Sur le site du barrage, 48 puits ont été creusés dont 25 (PG) en rive gauche, 23 (PD) en rive droite, 7 puits (PC), totalisant 63,8 m, ont été excavés en rive droite dans le secteur du col.

Dans les zones d'emprunts, de part et d'autre de la zone d'emprise du barrage, 249 puits totalisant 734 ml ont été creusés pour reconnaître 5 zones potentielles en rive gauche (PEG A* à PEG E) et 1 en rive droite (PED).

La profondeur moyenne des puits dans les zones d'emprunt potentielles était de l'ordre de 5 m de façon à reconnaître l'épaisseur moyenne de latérite argileuse.

La profondeur des puits dans la fondation a bien évidemment varié en fonction de la cote du toit rocheux qu'ils devaient chercher à atteindre, mais aussi à cause de la présence gênante de l'eau phréatique ou encore de niveaux de carapace ferrallitique ou des filons de quartz très difficiles à traverser manuellement. Ainsi l'approfondissement de ces puits a été parfois réalisé, en phase finale, à la tarière à main. La répartition des profondeurs atteintes a été la suivante : 3 à 5 m : 15 puits ; 5 à 10 m : 24 puits ; 10 à 15 m : 14 puits et 15 à 18 m : 2 puits.

Table 3-2 : Travaux de 1993 - Puits manuels

Situation N° des puits Nombre de

puits Linéaire cumulé

(ml) Nombre

d'essais d’eau

Axe rive Gauche PG1 à PG17 25 194,35 14

Axe Rive Droite PD1 à PD16 23 162,35 7

Col PC1 à PC7 7 63,80 6

TOTAL 55 420,50 ml 27

Emprunts R.D. PED 1 à 29 30 80,75 -

PEG A1 à 8-3 77 79,65 -

PEG B1 à 77 21 258,74 -

PEG D1 à 31 34 96,90 - Emprunts R.G.

PEG C1 à 21 PEG E1 à 58

56 181,50 -

TOTAL 249 734 ml 0

* La zone d’emprunt PEG D est également appelée zone PEG dans certains rapports (rapports Labogenie en particulier).



La reconnaissance par puits a présenté non seulement l'avantage d'identifier les terrains meubles �in situ� et de prélever systématiquement des échantillons intacts de sols, mais aussi de procéder à des mesures de perméabilité en place.

La mesure de la perméabilité a été faite à l'avancement dans de nombreux puits ouverts sur l'axe du barrage. Après chaque tranche de creusement, un trou était foré à la tarière sur une profondeur de 1,50 m en moyenne. L'essai était réalisé en remplissant d'eau la partie forée à la tarière et en maintenant un niveau constant suivant la procédure de l'essai classique Nassberg. Cette mesure en place garantit un bon résultat à comparer avec l'essai effectué en sondage. Sa poche de mesure est régulière et il s'est avéré possible de prolonger la durée de l'essai aussi longtemps que nécessaire. La méthodologie et l'analyse des résultats obtenus sont présentées en détail dans le rapport SONEL/SERAH n° LOMPANG3 ainsi que dans la section �1 du présent chapitre.

2.1.3 Campagne géophysique

La reconnaissance du site a mis en œuvre une importante campagne de mesures par sismique réfraction.

Au profil sismique (AV1) exécuté pour l'étude de préfaisabilité, qui ne couvrait que la partie basse et aval de l'axe du barrage ont été ajoutés 14 profils (A1 à A15) répartis sur toute la zone d'emprise du futur ouvrage de retenue. Leur implantation est représentée sur le plan BA 20-102.

Le haut de la rive gauche a été prolongé par 2 profils (A2.A et A2.B) afin de reconnaître la zone d'emprunt PEG.

D'autres profils sismiques PED1 à PED4, avec des dispositifs alignés de 24 capteurs ont été réalisés sur la zone d'emprunt PED située sur le plateau dominant le col rive droite. Quatre profils orthogonaux, KDA et KDB, de 240 m de longueur ont exploré deux zones d'affleurements rocheux en amont rive droite, et 2 profils (KG) ont reconnu un autre site de carrière potentielle dans un thalweg à l'intérieur de la rive gauche.

La distribution de tous ces profils géophysiques, cumulant une longueur totale de quelques 8,4 km, est représentée dans la Table 3-3.

Le dépouillement des résultats de la campagne de géophysique a été conjugué à celui des sondages carottés et des puits pour un étalonnage précis des mesures. Ainsi les particularités lithologiques du site de Lom Pangar ont été mises en évidence telles que le contraste sans transition entre la fondation rocheuse à plus de 5 000 m/s de vitesse sismique et les sols résiduels de couverture à moins de 2 000 m/s. Elles sont apparues déterminantes pour l'analyse des conditions géologiques appliquées au projet de fondation d'un ouvrage de retenue au droit du site (voir section 4).



Table 3-3 : Travaux de 1993 - Profils géophysiques

Implantation Profils Dispositifs

BARRAGE

Axe A1 A B C D E F G H

Rivière A3 A B

Rivière A4 -

Rivière A5 -

RG A6 -

RG A7 -

RG A8 A B

RG A9 A B

RG A10 A B

RD A11 A B

RD A12 -

RD A13 -

RD A14 -

RD A15 -

ZONE DE LA DIGUE DE COL

Axe C1 A B

Am.-Av. C2 -

Am.-Av. C3 A B

Am.-Av. C4 -

ZONE D'EMPRUNTS

RG A2-1 A

RG A2-2 B C D

RD ED 1. 2. 3. 4.

ZONE DE CARRIERES

RD KDA-1 -

KDA-2 -

KDB-1 -

KDB-2 -

RG KG-1 -

KG-2 -

27 profils 45 dispositifs



2.1.4 Essais de laboratoire

Au vu de la coupe géologique individuelle de chacun des puits, un échantillonnage des horizons de sols a été réalisé pour prélever tous les niveaux des terrains meubles constituant la fondation, dans la zone du barrage, et devant constituer les matériaux de construction, dans les zones d'emprunt. Plus de 600 échantillons, remaniés et/ou intacts, ont été prélevés dans le but d'effectuer tous les essais nécessaires pour identifier la nature et les caractéristiques des « terres ». Les principaux essais géotechniques réalisés pour cette étude d'aménagement ont été les suivants :

- identification (granulométrie, sédimentométrie, limites d'Atterberg, densité, teneur en eau),

- Proctor,

- cisaillement, triaxial, oedomètre.

Des échantillons de roches ont aussi été prélevés dans les caisses de sondage pour des essais mécaniques appliqués à la qualité de la fondation rocheuse.

Le nombre, la répartition, la méthodologie et les résultats de tous les essais de laboratoire réalisés sont consignés dans le rapport du LABOGENIE n° Y.92/3221/EF 1440 (essais de laboratoire). L'analyse de leurs résultats est présentée dans la section 6.


2.2.1 Sondages carottés

Cinq (5) sondages carottés pour une longueur cumulée de 173,25 mètres ont été exécutés le long de l'axe du projet. Leur répartition, leurs caractéristiques et leur longueur sont indiquées dans la Table 3-4. Des essais Lugeon ont été exécutés systématiquement au rocher à l'avancement par tranche de 3 m ou 5 m de longueur selon la qualité de la passe carottée, à l’exception du sondage SG 11. Chaque sondage est repéré sur le terrain par un socle de béton d'où émerge un tube métallique fermé par un bouchon vissé.

Deux (2) sondages carottés verticaux pour une longueur cumulée de 30 mètres ont été réalisés sur le dôme de Kouma afin de préciser la qualité et le volume exploitable de cette carrière.



Table 3-4 : Travaux de 1999 - Sondages carottés

Zone Sondage X Y Inclinaison Mètre

linéaire Essai

Lugeon

SG 10 334 060 594 875 Vertical 40 9 Axe Rive Gauche (RG) SG 11 333 880 594 720 Vertical 60,4 -

SR 10 334 135 595 010 Vertical 15,3 5

SR 11 334 185 595 050 30°/RG 43,25 14 Rivière

SR 12 334 235 594 965 30°/RD 14,4 4

SK 1 - - Vertical 15 - Carrière de Kouma SK 2 - - Vertical 15 -

Total : 7 sondages 203,25 ml 32


La reconnaissance des terrains meubles de couverture sur le site du barrage et dans les zones d'emprunts a été poursuivit par 39 puits manuels cumulant un total linéaire de 197 mètres. Leur répartition est détaillée dans la Table 3-5 et leur log sont présentés dans le rapport GEOFOR « volume 1 » de 1999 (sondages carottés, essais de perméabilité et zones d’emprunt).

Sur le site du barrage, neuf (9) puits ont été creusés dont 4 en rive gauche et 5 en rive droite totalisant 64 m.

Dans les zones d'emprunts, de part et d'autre de la zone d'emprise du barrage, 30 puits totalisant 133 ml ont été creusés pour obtenir des informations complémentaires concernant trois zones potentielles d’emprunts, dont deux en rive gauche (PEG B et PEG D) et une en rive droite (PED).

La profondeur moyenne des puits dans les zones d'emprunt potentielles était de l'ordre de 5 m de façon à reconnaître l'épaisseur moyenne de latérite argileuse.

La profondeur des puits dans la fondation a varié en fonction de la cote du toit rocheux qu'ils devaient chercher à atteindre. Les observations réalisées en 1993 ont été confirmées lors de cette campagne complémentaire.



Table 3-5 : Travaux de 1999 - Puits manuels

Situation N° des puits Nombre de

puits Linéaire cumulé

(ml)

Axe rive Gauche PG 101 à 104 4 27

Axe Rive Droite PD 101 à 104 5 37

TOTAL 9 64 ml

Emprunts R.D. PED 301 à 314 13 48

PEG B 101 à 111 7 35 Emprunts R.G.

PEG D 201 à 210 10 50

TOTAL 30 133 ml


Afin de compléter l’analyse géotechnique faite en 1993, des échantillonnages complémentaires ont été réalisés dans l’ensemble des puits réalisés durant la campagne de 1999.

Cent trente huit échantillons, remaniés et/ou intacts, ont été prélevés dans le but d'effectuer tous les essais nécessaires pour identifier la nature et les caractéristiques des matériaux. Les principaux essais géotechniques réalisés ont été les suivants :

- identification (granulométrie, sédimentométrie, limites d'Atterberg, densité, teneur en eau),

- Proctor,

- cisaillement, triaxial, oedomètre.

Des échantillons de roches ont aussi été prélevés dans la zone de la carrière de Kouma et dans les caisses de sondage pour des essais mécaniques appliqués à la qualité de la fondation rocheuse et à la fabrication de granulats.

Le nombre, la répartition, la méthodologie et les résultats de tous les essais de laboratoire réalisés sont consignés dans le rapport du LABOGENIE n° Y.99/3634/EF 1609 (essais et analyses géotechniques en laboratoire). L'analyse de leurs résultats est présentée dans la section 6.





La zone d’emprunt PEG B a fait l’objet d’une campagne complémentaire de reconnaissances par puits en janvier 2010.

Sept (7) puits manuels de 3 à 5 mètres de profondeur ont été creusés afin de compléter la connaissance des caractéristiques de la zone d’emprunt et en particulier de l’horizon argileux devant être utilisé pour le noyau des digues.


Afin de caractériser le profil de la teneur en eau naturelle de la zone d’emprunt, vingt neuf (29) échantillons ont fait l’objet d’une mesure de la teneur en eau naturelle i) in situ par dessiccation à la flamme vive et ii) au Laboratoire par étuvage.

Douze (12) échantillons remaniés ont été prélevés dans le but d’effectuer les essais géotechniques suivants :

- identification (granulométrie, limites d'Atterberg, densité, teneur en eau),

- Proctor.

Le nombre, la répartition, la méthodologie et les résultats de tous les essais de laboratoire réalisés sont consignés dans le rapport du Labogénie « Barrage Lom Pangar : Campagne de reconnaissance complémentaire de la zone PEG.B » (Février 2010).



3 RECOMMANDATIONS ISSUES DE L’EIE

Les études environnementales du barrage de Lom Pangar ont été lancées en 2003 par le MINEE. Le rapport final a été remis en octobre 2005. Il comportait un ensemble de commentaires concernant l’emplacement et l’exploitation de carrières et de zones d’emprunts identifiées lors des études antérieures.

Ces commentaires ont été pris en compte par Coyne et Bellier lors du démarrage des études d’Avant Projet Détaillé. Les enseignements retenus par le Consultant sont détaillés dans le rapport 10 108 313 RP 01 « Actualisation des études réalisées dans le cadre de l’APS 1999 ». Les deux paragraphes suivants reprennent ses conclusions.

3.1 Exploitation de carrières

Les principales conclusions et dispositions à retenir retenues pour la suite des études d’Avant Projets Détaillés et d’Appel d’Offres de l’Aménagement de Lom Pangar sont les suivantes :

a- L’exploitation du dôme de Kouma comme carrière est définitivement écartée.

b- L’exploitation du massif de Kaya Ngoum qui impose la traversée par les engins de terrassement de l’emprise de l’oléoduc Tchad/Cameroun, est susceptible d’entraîner des obstacles juridiques majeurs avec COTECO. Dans ces conditions, il n’est pas recommandé de retenir cette variante comme carrière prioritaire pour l’aménagement de LOM PANGAR.

c- L’EIE propose d’exploiter les alluvions du LOM en amont du site comme source principale de production de sables et de graviers. A la lumière des résultats des reconnaissances effectuées dans le cadre des études d’APS en 1995 et d’’actualisation en 1999, il s’avère que les matériaux alluvionnaires du LOM à proximité du site sont essentiellement constitués de sables fin sales. Ils ne peuvent être retenus comme source principale pour la fabrication des filtres et drains.

d- Le dôme de Mbi Bawara présente plusieurs avantages prépondérants dans le choix de la carrière : il est situé à proximité du site en rive droite, à 4 km et à l’amont du barrage. En raison de la géologie intrusive de ce massif, l’épaisseur exploitable assure un volume de rocher suffisant pour la réalisation du projet.

e- La carrière de Ouami, située coté sud de la route d’accès entre Deng Deng et Ouami, est distante de 22 km du site du barrage. Cette distance constitue un handicap économique important par rapport aux autres carrières potentielles. Elle pourra toutefois constituer une source d’agrégats intéressante pour les travaux relatifs à la route d’accès au site.

L’emplacement des carrières successivement étudiées au cours des études est reportée sur la plan BA 20-002.



3.2 Zones d’emprunts

L’ensemble des reconnaissances réalisées dans le cadre des études d’avant projet sommaire a permis de mettre en évidence la très grande disponibilité des matériaux latéritiques à proximité du site, qui ne constitue donc pas un facteur limitatif.

L’exploitation des zones d’emprunt PEG A, PEG C et PEG E, n’est pas retenue du fait de leur proximité avec l’emprise du sanctuaire de faune de Kouma.

L’exploitation de la zone PED pourra quant à elle s’avérer délicate à cause de transfert en rive droite des cites et installations de chantier. Il est probable que les emprises des structures et bâtiment interférent avec les gisements reconnus de matériaux argileux.

La recommandation de l’EIE consistant à privilégier l’exploitation des parties des zones d’emprunt PEG B et PEG D situées dans l’emprise du réservoir constitue une mesure d’atténuation classique et efficace qu’il convient de suivre rigoureusement.



4 GEOLOGIE DE L’AMENAGEMENT

4.1 Contexte géomorphologique

La section de la vallée du Lom Pangar, correspondant à la zone du site est tout a fait conforme à la description générale du contexte géomorphologique régional. Situé entre deux reliefs symétriques de part et d'autre du cours d'eau, le site présente un bon rendement topographique avec ses deux rives remontant à plus de 60 mètres au dessus du lit rocheux du Lom, suivant un gradient modéré et régulier, 5 % pour la rive gauche, 20 % pour la rive droite.

La position de l'axe définitif dans la zone du site est bien circonscrite entre deux collines symétriques, toutes deux limitées par des thalwegs amont et aval. Ces thalwegs, affluents du cours d'eau principal présentent les caractéristiques d'érosion définies précédemment dans la description du contexte morphogénétique régional.

Le versant nord-est qui formera l'appui rive droite de l'ouvrage de retenue se prolonge au large du site par une légère dépression topographique. Celle-ci constitue un col dont l'axe est parallèle à celui du cours du Lom. Elle est limitée par deux thalwegs profonds, à l'amont et à l'aval. Sa distance par rapport au fleuve est de 1 100 m tandis que sa cote topographique la plus basse est à 661,78 (soit une trentaine de mètres au-dessus de la cote du lit rocheux du Lom). Ce col est intégré dans l'aménagement du site avec une structure d'ouvrage de fermeture.

C'est la coupe géologique longitudinale, suivant l'axe du barrage (Plan BA 20-103) qui fournit la meilleure illustration de l'histoire morphogénétique du secteur et de la région. Elle met en évidence les effets divers et les conséquences des processus d'érosion du socle. Les limites d'érosion y sont esquissées à partir des résultats des divers travaux de reconnaissance entrepris spécifiquement pour l'étude de faisabilité de cet aménagement. La géométrie des terrains de fondation du site se révèle assez simple avec la superposition de deux formations seulement : le socle rocheux et les sols d'altération. La structure géologique locale est conforme à la description générale donnée précédemment dans la section �1, relative à la géologie régionale, dans la mesure où la limite entre les deux formations apparaît comme globalement subhorizontale sur l'ensemble de la zone du site. Quelques dépressions et décrochements d'ordre métrique seulement, ont été détectés par les investigations.

Le socle rocheux n'affleure que dans le lit du fleuve aux environs des cotes 630/635 tandis que les rives sont symétriquement couvertes d'une épaisseur importante de sols résiduels. La séquence sédimentaire de ces terrains meubles de fondation qui cumulent plus de quarante mètres d'épaisseur dans les versants est caractéristique et conforme aux processus de l'altération en place du vieux socle archéen. La latéritisation de ces sols, provenant de la décomposition d'un �substratum� dont la minéralogie est plus fortement acide, a développé un horizon ferrallitique superficiel dont la présence dans la fondation du site est importante pour la réalisation du projet de barrage. Les caractéristiques de ce matériau, tant géologiques que géotechniques, bien que classiquement connues, ont été spécifiquement analysées en même temps que celles de toutes les autres formations du site afin de définir précisément les conditions naturelles, locales, de fondation.



4.2 Caractéristiques géologiques de la fondation rocheuse

La caractérisation du rocher de fondation, dans la zone d'emprise du site, a été réalisée de façon extensive surtout grâce aux huit sondages mécaniques répartis tout le long de l'axe de référence du Projet de barrage. La profondeur de ces investigations a permis d'atteindre le socle rocheux aussi bien dans l'épaisseur des versants que sous le lit du fleuve où le sondage vertical SR.1 l'a reconnu sur plus de quarante mètres d'épaisseur.

4.2.1 Etude pétrographique

Le substratum du site présente globalement un faciès de roche magmatique, de type endogène, riche en feldspaths, quartz et micas. Sa texture générale est plutôt homogène bien qu'affectée de variations locales à tendance gneissique. Dans ce cas, la foliation de la roche est soulignée par un litage millimétrique de micas-biotite dont l'extension, limitée à quelques centimètres voire quelques mètres d'épaisseur, n'est cependant pas caractéristique d'un faciès métamorphique classique. La foliation s'estompe progressivement, en quelques centimètres, au profit d'une texture magmatique floue. C'est donc le terme d'anatexite qui définit le plus précisément la pétrographie de la fondation rocheuse du site.

La composition minérale est de tendance silicatée acide, et les minéraux sont le plus généralement équants. Cependant, les feldspaths peuvent se présenter sous forme de phénocristaux jusqu'à plus de 1 cm de long, comme observés dans plusieurs passes de sondages et sur certains affleurements situés à proximité du site (Affluent Patricia, Dôme de Kouma,..). Les minéraux accessoires caractéristiques des séries précambriennes du �Complexe de base� et du Lom tels que l'amphibole, le grenat, la sillimanite et la cordiérite ont été abondamment observés dans les éprouvettes rocheuses des sondages. L'hydrobiotite, en feuillets dorés, est le principal minéral d'altération tandis que les minéraux secondaires d'altération tels que la séricite ou l'épidote n'ont guère été identifiés.

C'est en relation avec les intrusions magmatiques panafricaines que le socle de fondation a été injecté d'un réseau dense de filonnets et lentilles de quartz. Ces minéralisations caractéristiques blanchâtres ont plus longtemps résisté à l'altération généralisée du substratum de sorte qu'elles sont plus facilement repérables dans la fondation rocheuse.

Une seule intrusion granitique importante a été rencontrée dans la fondation du barrage principal. Apparemment subverticale, elle a été recoupée par le sondage incliné SG.1 entre 14,35 m et 33,10 m de profondeur. Une autre manifestation de facies granitique a été reconnue dans la zone du col rive droite, par le sondage vertical SC.1 dans lequel le facies de décomposition de la fondation rocheuse est typiquement du gore, de couleur rose-grisâtre, emballant quelques �boules� de migmatite granitique.



4.2.2 Définition du toit du rocher

Parmi toutes les investigations entreprises, certaines ont spécifiquement atteint le socle et permis de définitivement caler le toit de la fondation rocheuse sur la plus grande partie de la zone du site. Ces investigations essentielles concernent

- les 25 dispositifs sismiques répartis suivant les profils A1 à A15,

- les sondages mécaniques (hormis le SG.3 dans lequel le carottage a été interrompu),

- tous les puits qui ont été excavés dans la basse plaine alluviale.

En raison du nombre important et de l'implantation judicieuse de ces reconnaissances, la géométrie du toit de la fondation rocheuse a été reconnue avec une certaine précision. Cette précision est de l'ordre des quelques mètres qui correspondent à la validité de l'étalonnage de chacun des dispositifs sismiques par les résultats des sondages mécaniques. Les détails topographiques, ainsi obtenus, du toit de la fondation rocheuse sont représentés en coupe : Plan BA 20-104.

Les dispositifs géophysiques ont constitué un moyen rapide et simple de calage du toit du rocher en raison du fort contraste de vitesse sismique mesuré entre le rocher directement massif et sa couverture de matériaux d'altération (à moins de 2 000 m/s). L'absence locale, et régionale, d'un niveau intermédiaire de roche très altérée à vitesse sismique peu différenciée a facilité la reconnaissance géologique du site. Cette absence d'horizon de roche très fracturée et altérée constitue une caractéristique physique des conditions locales de fondation.

Le substratum a été systématiquement identifié par une vitesse sismique moyenne de 5 000 m/s (4 800 à 5 000 m/s) qui représente un niveau de fondation rocheuse massive où le réseau de fracturation est le plus généralement fermé.

Une simple frange de rocher fracturé surmontant le socle massif a été rencontrée localement, dans la partie centrale de la zone d'emprise du barrage. Cette épaisseur de quelques mètres de rocher fissuré et altéré dessine un léger bombement du toit du socle, par ailleurs subhorizontal. Elle a été identifiée par une vitesse sismique, encore relativement élevée, de l'ordre de 3 200 m/s (3 000 à 3 600 m/s) qui l'intègre indubitablement dans le niveau de fondation rocheuse.

Pour définir les contours géométriques de cette zone de rocher fracturé, moins massif, qui sont figurés sur les différents plans et coupes interprétatives de la géologie du site, il a été aussi nécessaire d'utiliser les résultats des sondages SG.2, SG.1, SD.1 et SD.2. En effet, pour caractériser et représenter l'état réel de fracturation du substratum, il s'est avéré indispensable de compléter les résultats des mesures de vitesse sismique par ceux du levé des discontinuités et de la mesure du RQD effectués systématiquement sur les carottes de sondages. C'est ainsi que les limites établies à partir du simple contraste de vitesse sismique ont pu être modifiées par comparaison avec le RQD pour lequel la valeur de 90 a été définie comme référence de la fondation rocheuse massive. Au dessus de cette valeur, il a été vérifié que le rocher est très sain, massif avec un réseau peu dense et fermé de joints et de fractures. On a ainsi noté que dans le sondage SG.2, la correspondance entre vitesse sismique et RQD était bonne puisque, à partir de 28,90 m de profondeur, le RDQ est



systématiquement de 100 et la vitesse supérieure à 5 000 m/s. Par contre, dans SG1, les deux critères n'ont pas pu être corrélés sauf pour les deux premiers mètres de la fondation rocheuse. Toutefois, il semble que le contraste de vitesses sismiques mesuré dans le rocher au droit de ce sondage puisse être mis en correspondance avec le changement pétrographique entre les migmatites encaissantes et l'intrusion granitique à environ 14 m de profondeur.

4.2.2.1 En fond de vallée

C'est seulement dans le cours du Lom qu'affleure la fondation rocheuse du site. Sa surface, entre les cotes 630 et 635, est affectée de plusieurs petites dépressions creusées et polies par l'érosion fluviatile.

Le long du rebord de rive droite, un accident tectonique longitudinal rectiligne et vertical, de largeur métrique, a été repéré dans le lit du fleuve sur chacun des quatre profils sismiques qui ont été réalisés, successivement d'amont en aval, en travers du cours du Lom. Cette fracture qui suit la direction N.030°W (NO-SE), en conformité avec la linéation tectonique majeure panafricaine, est très légèrement décrochante avec un rejet vers l'Ouest. Le long de son contact, le réseau de fracturation conjuguée s'est développé en joints ouverts et fissures. Les plus importantes de ces fissures ouvertes, parfois altérées et/ou recristallisées ont été recoupées par les sondages exécutés en fond de vallée :

- dans SG.1 : entre 18,35 m et 18,80 m ; 22,08 à 22,32 m ; 24,62 à 24,75 m ;

- dans SR.1 : 21,70 à 22,12 m ; 32,92 à 33,40 m ;

- dans SD.1 : 19,90 à 20,30 m ; 27,37 à 27,50 m ; 28,13 à 28,30 m ; 33,83 à 34,05 m ;

On peut noter que le développement de ces fissures est seulement d'ordre millimétrique et n'a pas affecté en grand la forte résistance mécanique du rocher de fondation. En effet, elle est représentée localement par une vitesse sismique moyenne encore élevée avec une valeur tout juste inférieure à 5 000 m/s (4 500 à 4 800 m/s). Par contre sa perméabilité a localement augmenté en raison de l'ouverture du réseau de fissures et de joints. Pour assurer le confortement local de cette fondation rocheuse, il faut envisager un traitement par injection de coulis de ciment à travers le réseau de fracturation dont les caractéristiques physiques devraient aisément se prêter à ce type de traitement.

4.2.2.2 Dans les rives

En rive droite, aucun décrochement important ni fracture n'a été identifié par les travaux d'investigation. La surface du toit du rocher est régulière, quasi plane, avec une très faible pente générale vers l'intérieur de l'appui et une succession de petites ondulations dans les 200 premiers mètres situés en bordure du lit du fleuve.

En rive gauche, la topographie du toit de la fondation rocheuse sous l'épaisseur des terrains meubles est irrégulière. Ceci est dû à la présence de plusieurs accidents tectoniques anciens dont la trace a été repérée essentiellement par les mesures de sismique réfraction. Il s'agit de grandes fractures et de failles que l'érosion et l'altération ont progressivement modelées et estompées sous la couverture meuble. Il n'en reste que des amorces de



décrochements et des irrégularités de relief, d'échelle métrique, tels que des dépressions, des bombements et de petits escarpements.

Une partie de ces détails topographiques a été reportée schématiquement sur les Plans BA 20-103 et BA 20-104. Un décrochement, de direction N.050°E, est bien individualisé dans la partie aval de la zone d'emprise du barrage et parait se poursuivre vers la rive droite en traversant le cours du fleuve à moins de 100 m en aval de l'axe de référence A1. Le plongement de ce plan de faille est oblique et orienté très vraisemblablement vers le Nord-Ouest, c'est à dire vers l'aval du site. La trace de cet accident transversal remonte dans le versant en induisant une dépression topographique, de forme oblongue, dans le toit de le fondation rocheuse. Cette dépression d'origine tectonique a été repérée sous le profil sismique A6, centrée sur le sondage SG.3 qui n'a pas pu atteindre l'horizon de rocher dur et très résistant.

L'individualisation de l'horizon de rocher fissuré et fracturé au dessus du toit de socle massif, seulement dans la partie centrale de la vallée et plus particulièrement dans le bas de la rive gauche, est très vraisemblablement liée à la proximité des deux accidents majeurs qui ont été repérés dans le site et qui ont été décrits précédemment. Elle pourrait correspondre au découpage du substratum en compartiments décalés suivant les plans des deux discontinuités majeures, vraisemblablement conjuguées à d'autres. Cette disposition structurale particulière pourrait expliquer les différences locales observées dans le développement de l'état de fracturation de la fondation rocheuse du site ainsi que de son altération en place.

4.2.2.3 Au col

Les détails de la géométrie des terrains de fondation dans la zone du col sont représentés en plan sur le plan BA 20-101. Ils indiquent une fondation rocheuse le plus généralement massive avec une vitesse sismique moyenne de 5 000 m/s. Cependant les traces de quelques discontinuités ont été détectées par la prospection géophysique qui a mis en évidence sur chacun des quatre profils réalisés des zones où la vitesse est sensiblement inférieure à la moyenne. Cette vitesse qui est de l'ordre de 4 500 m/s et qui peut descendre jusqu'à 3 800 m/s (Profil C.2) est encore suffisamment élevée pour classer ces discontinuités localisées dans un milieu rocheux dur. Comme pour le site du barrage, la trace rectiligne de certaines d'entre elles reste hypothétique car seulement établie à partir d'une simple corrélation entre profils sismiques.

Au droit du col, le toit de la fondation rocheuse est irrégulier avec des sillons et des petits escarpements de quelques mètres qui résultent des effets de l'érosion sur un massif rocheux affecté par plusieurs discontinuités orthogonales entre elles. Les effets de cette érosion ont comme pour le site du barrage et toute la région, enfoui le toit du rocher sous une épaisseur importante de sols résiduels qui dépasse 25 m au droit de la dépression (27,20 m dans le sondage SC.1). Dans le sens du prolongement nord-est de l'axe du barrage, la couverture de terrains meubles retrouve l'épaisseur de la fondation meuble du site avec une quarantaine de mètres de part et d'autre de la dépression du col. En poursuivant au-delà du col, jusqu'au plateau qui a été prospecté pour les matériaux d'emprunts (zone PED), l'épaisseur des sols continue à croître tandis que le toit du rocher dessine une surface quasi subhorizontale (cf. profils géophysique PED), à l'échelle régionale. Par contre, dans le sens amont-aval, le toit du rocher vient ponctuellement affleurer dans les thalwegs d'érosion



régressive qui remontent vers le col en suivant vraisemblablement la trace d'anciens accidents tectoniques.

Le rocher de fondation est une migmatite saine à tendance plus granitique que gneissique dont l'altération superficielle a généré ponctuellement un horizon de sols silto-sableux emballant des blocs de roche. Ce faciès de décomposition, de type gore, a seulement été identifié dans le sondage SC.1, entre 19,50 m et 27,20 m de profondeur. Il est trop profond pour avoir été rencontré dans les puits manuels et trop peu différencié et épais pour être caractérisé par une vitesse sismique différente de celle des silts de décomposition du substratum régional (1 800 - 2 200 m/s).

La fracturation qui affecte le rocher de fondation de la zone du col présente les mêmes caractéristiques que celle du site du barrage, avec un réseau identique de joints, de fractures et d'accidents. Ce réseau de discontinuités est altéré dans les premiers mètres de fondation et, le plus généralement, fermé en profondeur comme le reflètent la progression des valeurs du RQD dans le sondage SC.1. Ainsi que la forte valeur moyenne de toutes les vitesses sismiques qui ont été mesurées dans la fondation rocheuse.

4.2.3 Etat de fracturation du rocher de fondation

La fondation rocheuse est bien évidemment affectée par un réseau de discontinuités résultant de mouvements tectoniques très anciens qui n'ont pas été réactivés depuis le Primaire. Ce réseau a été pénétré inégalement par l'érosion et l'altération suivant l'importance et l'extension des discontinuités. L'ouverture des joints, des fractures et des accidents, depuis la surface du socle vers la profondeur, a entretenu le processus de décomposition en sols résiduels. Le canevas de la structure géologique du socle a ainsi contribué à l'élaboration morphogénétique du site et de toute la région.

Les familles de fractures et de joints, ouverts ou fermés, qui ont été les plus fréquemment mesurées sur les affleurements et sur les carottes de sondages sont alignées sur les deux directions suivantes :

- N.130°E - N.170°E, suivant des plans, lisses, par fois ondulés, superficiellement ouverts de quelques millimètres , plongeant de 10° à 30° ve rs le NE. Ce pendage est en conformité avec celui de la foliation uniforme des anatexites qui est très apparente dans les passées à faciès gneissique. C'est pour cette raison qu'un très grand nombre de plans de cette première famille de discontinuités a été défini par le terme de joints de fragilité.

- N.030°E - N.050°E, avec des plans rectilignes, su bverticaux ou plongeants vers l'Ouest de 10° à 20° sur la verticale. Ils forment des join ts fermés dans la fondation massive, à plus de 5 000 m/s de vitesse sismique, mais sont systématiquement altérés-ouverts dans la frange supérieure de rocher fracturé.

L'influence du réseau de discontinuités (fracturation et foliation) sur les caractéristiques géologiques du substratum n'a pas été uniforme seulement en raison des simples conditions ponctuelles d'affleurements mais aussi et surtout de la proximité de discontinuités majeures à l'échelle de l'ensemble du site. Ainsi, trois secteurs du site ont été schématiquement circonscrits qui reflètent la diversité locale des conditions naturelles de fondation rocheuse.



4.2.4 Reconnaissances complémentaires du substratum rocheux

L’ensemble des reconnaissance réalisé dans le cadre des études d’Avant Projet du barrage de Lom Pangar a permis de d’acquérir un connaissance suffisante des caractéristiques principales du substratum rocheux, en particulier pour ce qui concerne sa morphologie et son état de fracturation. Cet niveau de connaissance est suffisant pour permet de définir convenablement les ouvrages à réaliser, au niveau d’un Avant Projet Détaillé.

En phase d’installation et de démarrage des travaux, des sondages complémentaires pourront être effectués afin de confirmer quelques points, en particulier :

- un sondage incliné, implanté en rive droite de la rivière, de manière à pouvoir préciser l’accident tectonique longitudinal vertical, de largeur métrique qui a été intercepté par les 4 profil sismiques.

- un sondage incliné en rive gauche, à environ 50 m de l’axe du barrage, afin de recouper et caractériser l’intrusion granitique interceptée dans leu sondage SG1.

- reprise de l’ancien sondage SG10 dont les informations ne sont pas disponibles.

Les informations complémentaire recueillies par les sondages additionnels permettront, entre autre, d’adapter les travaux de traitement de surface et d’étanchéité de la fondation.

En phase d’exécution, les ouvrages pourront être également être optimisés en fonction des caractéristiques réelles qui seront rencontrés, en particulier lors de l’ouverture en grand des excavations.

4.3 Terrains meubles de fondation

Les terrains meubles de la région ont été définis précédemment (voir le paragraphe �1.5) comme les résidus en place de la décomposition complète du substratum migmatitique. Ils constituent une épaisse couverture éluviale dans les deux versants de la vallée.

Les dépôts alluviaux sont très peu développés en épaisseur et en extension. Ils correspondent aux épandages superficiels limoneux circonscrits dans les bandes de terres inondables, au pied des versants, qui bordent le lit du fleuve. Ces dépôts sont mélangés aux matériaux d'altération du substratum peu profond, dans cette partie de la vallée, et forment l'horizon des limons-argileux bariolées. Cet horizon a été identifié comme l'un des cinq constituants de la séquence sédimentaire des terrains meubles de fondation du site qui est décrite dans les paragraphes suivants.

Dans le lit du Lom, au droit de la zone d'emprise du barrage, les alluvions de rivière sont inexistantes. On ne retrouve des bancs de sables qu'en aval de l'axe et sur des épaisseurs faibles, ne dépassant pas 2 m. Ces dépôts sableux sont les seuls gisements disponibles de la région. Leur plus grande concentration se situe dans la zone de confluence du Lom et du Pangar, à 2 km en amont de l'axe de référence du site de barrage. Cependant l'extension et



l'épaisseur de ce site ne représentent pas un volume suffisamment important de sables proprement exploitables.

4.3.1 Identification de la séquence des sols d’altération

Cinq faciès des sols d'altération du substratum rocheux ont été différenciés dans l'épaisseur de la couverture de terrains meubles :

- argile limoneuse bariolée de la basse plaine alluviale,

- argile latéritique ou latérite argileuse,

- argile latéritique graveleuse ou grave latéritique,

- silts argileux violacés de décomposition,

- silts sableux, gris, rubanés, de décomposition de la roche mère.

Chacun de ces faciès a été différencié sur le terrain par l'examen visuel des sols, en puits et en sondage, et par des identifications effectuées sur échantillons en laboratoire. Ils ont ainsi été distingués par leur fuseau granulométrique et leurs caractéristiques géotechniques. Leur classification relative ainsi que leurs propriétés seront détaillées dans le chapitre géotechnique.

La classification de la fondation meuble en cinq horizons de matériau a pu être statistiquement réalisée en raison du grand nombre de reconnaissances exécutées aussi bien dans les sols de fondation du site avec 64 puits et 13 sondages, que dans les différentes zones d'emprunt avec plus de 279 puits.



Figure 3-3 : Coupe géologique des terrains meubles au droit du site de Lom Pangar

La méthode de reconnaissance par sismique réfraction, étendue à l'ensemble du site, n'a pas pu distinguer les cinq faciès de la séquence de sols mais les a en grande partie, intégrés dans trois classes de vitesses permettant de distinguer :

- les terrains dits de surface à moins de 400 m/s qui constituent la frange de sols superficiels,

- les sols ferrallitiques et la partie supérieure des silts argileux violacés de 500 à 1000 m/s,

- les sols résiduels de décomposition du substratum sous jacent de 1000 à 2000 m/s, qui forment l'horizon le plus épais de la couverture meuble.

L'accroissement progressif et uniforme de la vitesse sismique avec la profondeur traduit une plus grande compacité et une homogénéité des terrains meubles de fondation en même temps qu'une caractérisation de l'état de saturation.

1,4 10-7



4.3.2 Description des faciès

La séquence des sols résiduels a été différenciée en :

� ARGILE LIMONEUSE ou BARIOLEE, rouge, grisâtre, qui correspond au remplissage ou épandage alluvial de la basse plaine du LOM, en pied de versant (zone inondable). Son épaisseur ne dépasse pas 3 m. Des essais géotechniques ont été effectués sur ces matériaux (voir la section �1) et ont confirmé leurs propriétés médiocres (caractéristiques mécaniques faibles) de sorte que l'on peut envisager d'enlever complètement cet horizon dont la perméabilité est cependant faible. Cet horizon est directement déposé sur une frange de décomposition du rocher massif de fondation dans le fond de la vallée correspondant aux zones de basses terres s'étendant de 100 à 130 m de part et d'autre du fleuve.

� ARGILE LATERITIQUE ou LATERITE ARGILEUSE, classiquement rouge brique, rougeâtre, plastique, à faible perméabilité. La composition minéralogique de cet horizon de sols latéritiques est dominée par les argiles dont la kaolinite est prépondérante. Elle résulte de la pétrographie de la roche mère qui a génèré principalement, par suite des cycles de lessivage intense, des hydroxydes de Fe et d'Al. L'épaisseur de cet horizon supérieur, sous la frange décimétrique de terre végétale, est en moyenne de l'ordre de 2 à 4 m.

� LATERITE GRAVELEUSE, ou GRAVE LATERITIQUE, dont la matrice est argileuse, rougeâtre, composée comme l'horizon précédent de kaolinite essentiellement. Les hydroxydes de Fe et Al apparaissent en concrétions ou nodules ferrallitiques (sesquioxydes de fer et d'alumine). Ces concentrations de graviers peuvent évoluer en niveaux d'encroûtement ou de carapace comme observés localement dans certains secteurs des versants. Dans les fondations du site, ces niveaux sont peu développés en extension et en épaisseur (moins de 2 m d'épaisseur) et leur cimentation n'est pas forte. Par contre, dans le haut de chacun des versants, des niveaux d'encroûtement ferrallitique ont une épaisseur et un degré d'induration suffisamment élevés pour qu'ils aient été repérés dans les profils sismiques (Profils PED en rive droite, profils A1, A2.A et A2.B en rive gauche). Ce sont des horizons de carapace de plusieurs mètres d'épaisseur, circonscrits dans les bordures des plateaux qui dominent les versants de la vallée, et qui ont été générés par les phénomènes cycliques de drainage et de lessivage du régime de latéritisation.

Sur l'ensemble du site, les investigations ont montré que l'épaisseur moyenne des latosols qui regroupent les latérites argileuses et les latérites graveleuses atteint 3 m à 8 m :

- en rive gauche, de 2,20 m à 7,00 m,

- en rive droite, de 3,00 m à 8,00 m,

- au col, de 3,00 m à 5,20 m.

� SILTS DE DECOMPOSITION de la roche en place dans lesquels ont été distingués des silts argileux violacés supérieurs passant progressivement à des silts sableux grisâtres avant d'atteindre la roche en place où le contact devient généralement plus blanchâtre correspondant à l'horizon dit de �lithomarge�. Dans ces sols résiduels à composante dominante silto-sableuse, on distingue systématiquement une trace de foliation ou rubanement qui correspond à la linéation métamorphique des gneiss ou migmatites



gneissiques de la roche-mère sous jacente. Les observations en puits et les identifications en laboratoire ont montré que ces matériaux de décomposition, d'une roche endogène, sont fins, entre les arènes et les argiles, et sont très riches en micas (hydrobiotite).

Ces horizons de roche décomposée sont de plus en plus épais avec les versants jusqu'à plus de 50 m dans le haut du versant Rive Gauche. Leur perméabilité est encore faible, respectivement 8 10-7 m/s et 1,3 10-6 m/s avec un faible coefficient de variation sur l'ensemble des essais qui ont été réalisés.

4.4 Perméabilité de la fondation

L'évaluation de la perméabilité de la fondation (terrains superficiels aussi bien que substratum rocheux) est d'une importance fondamentale pour la conception générale du projet. Différents essais spécifiques à chaque type de matériaux et adaptés aux conditions du site ont été réalisés en nombre suffisant pour une bonne connaissance statistique des coefficients de perméabilité de tous les constituants de la fondation.

4.4.1 Perméabilité des formations superficielles

4.4.1.1 Mesures

Compte tenu de l'expérience acquise dans l'exploration des terrains meubles de type latéritique, la plupart des essais d'eau ont été effectués dans les puits. La méthode utilisée était du type Nassberg, réalisée au fur et à mesure de l'approfondissement du puits. Les tranches de terrain ainsi testées à l'avancement correspondaient à une passe de 1,50 m de tarière manuelle (diamètre 100 mm) effectuée en fond de puits. Au cours de la campagne de reconnaissance, la pratique de cet essai d'eau a été systématisée suivant un test à niveau constant maintenu pendant plus de 4 heures (minimum) avec une mesure de débit toutes les 10 minutes en moyenne. Les valeurs de perméabilité ainsi mesurées sont indiquées dans les logs du puits, en regard de la tranche de sol testée dans le rapport LABOGENIE n° Y.92/3221/EF 1440 et n° Y99/3634/EF 1609.

4.4.1.2 Résultats

Ils renseignent sur la perméabilité �in situ� des sols sur toute l'épaisseur de chacun des horizons répertoriés. Les feuilles d'essais ont été dépouillées suivant diverses méthodes d'interprétation (Formule de Dupuits, Nassberg, Matsuo ...). Après comparaison, on a retenu les valeurs obtenues par la formule classique de l'U.S.B.R. qui correspond à une moyenne des coefficients de perméabilité différemment calculés.

Les mesures de perméabilités en puits dans les terrains meubles de fondation ont fait l'objet d'un rapport spécifique et complet, rédigé par les ingénieurs SONEL/SERAH responsables du projet (Rapport LOMPANG3).



Les mesures de perméabilité, de type Nassberg et Lefranc qui ont été effectuées dans les sondages sont figurées dans la Table 3-6 ainsi que dans les logs présentés dans le rapport de travaux de sondages (FONDASOL n° IE92003).

Table 3-6 : Perméabilité des différents faciès de sols de la fondation meuble

Sondages Argile

limoneuse Latérite

argileuse Latérite

graveleuse Silts

Violacées Silts grises

SC1 5 10-72,7 10-6

1,2 10-5

7,0 10-6

1,4 10-6

SD3

1,4 10-6

1,2 10-7

2,0 10-7

7,5 10-7

1,5 10-6

4,6 10-6

SD2 8,0 10-8 7,2 10-6

2,2 10-6

SG2 2,7 10-7

2,8 10-7 1,7 10-6

1,9 10-7

3,2 10-6

2,5 10-5

1,4 10-7

3,4 10-7

2,0 10-6

3,6 10-7

1,5 10-7

3,7 10-7

4,9 10-7

SG3 2,7 10-7 1,3 10-6 1,8 10-7

4,4 10-7

1,5 10-7

1,4 10-7

1,1 10-7

1,7 10-7

1,2 10-6

MOYENNE 2,3 10-7 1,2 10-6 4.10-6 1,4 10-6

Puits 1,0 10-8

1,0 10-9

7,0 10-8

5,0 10-8

2,0 10-7

8,0 10-8

6,0 10-8

2,0 10-7

7,0 10-8

2,0 10-7

6,0 10-8

2,0 10-7

2,0 10-7

5,0 10-8

3,0 10-8

4,0 10-8

4,0 10-7

3,0 10-7

1,0 10-7

3,0 10-7

7,0 10-8

7,0 10-8

2,0 10-8

3,0 10-7

1,0 10-6

MOYENNE 5,5 10-9 9,2 10-8 1,5 10-7 1,4 10-7 6,5 10-7

MOYENNE GENERALE

5,5 10-9 1,5 10-7 5,3 10-7 2,3 10-6 1,3 10-6

En laboratoire, quelques mesures ont été effectuées sur des éprouvettes de sols testées à la cellule triaxiale. Leurs résultats sont consignés dans le rapport des essais géotechnique en laboratoire établi par LABOGENIE (n° Y.92/3221/EF 1 440).

Le nombre d'essais �in situ� a été suffisamment important pour effectuer une analyse statistique cohérente des résultats obtenus sur chacun des faciès de sols. Chaque faciès a



donc été caractérisé par une valeur de perméabilité moyenne qui est indiquée dans la Table 3-6. On doit noter que les cinq valeurs représentatives de chacun des faciès caractérisent une fondation peu à très peu perméable puisque elles sont toutes inférieures à 2 10-6 m/s. Les résultats montrent aussi que la séquence définie précédemment par les critères géologiques se différencie aussi par les classes de perméabilités : depuis les argiles latéritiques, brun-rouge, à 1,5 10-7 m/s jusqu'aux sables argilo-silteux de la roche complètement décomposée à 2 10-6 m/s.

L'ordre de grandeur des perméabilités mesurées dans les horizons de sols, sur l'ensemble du site, indique que les conditions d'étanchéité de la fondation meuble sont satisfaisantes. En particulier, la présence uniforme d'une épaisseur de 5 m à 8 m de latosols, d'une perméabilité de l'ordre de 3 10-7 m/s, est très favorable à un projet d'ouvrage de retenue. Il convient de rappeler que cette configuration géologique est d'extension régionale et que par conséquent les bonnes conditions d'étanchéité du futur réservoir sont garanties par la couverture superficielle de ces sols latéritiques.

Dans la séquence de fondation meuble du site, ce sont les horizons, épais et profonds, de silts argileux et sableux qui ont présenté les valeurs de perméabilité relativement les plus fortes, de l'ordre de 1 10-6 m/s. Tous les essais effectués aussi bien dans les puits que dans les tranches descendantes de sondages ont fourni des valeurs du même ordre de grandeur. Ils ont aussi permis de différencier les deux faciès de silts, déterminés en laboratoire suivant deux classes : les silts violacés supérieurs et les silts gris inférieurs. Il faut remarquer que les quelques différences de résultats qui ont été observées pour un même horizon de sol testé, sont dues principalement à la méthode de mesure. Il en a été conclu que, par une durée souvent bien plus longue de la mesure en puits permettant d'approcher la saturation de la tranche testée, la valeur de la perméabilité correspondante était mieux définie que celle mesurée en sondage. Dans ces conditions, il a été décidé de considérer la valeur de 1,4.10-7

m/s (moyenne des mesures en puits) comme beaucoup plus réaliste que celle de 4.10-6 m/s (mesurée dans quelques sondages) pour l'horizon des silts argileux violacés.

Par contre, la perméabilité des silts gris rubanés a surtout été mesurée dans les sondages en raison de la profondeur de cet horizon. Deux mesures en puits, seulement, ont été réalisées dans le bas de la rive gauche qui ne reflète pas les conditions générales de la fondation meuble du site.

Toutefois ces mesures sont apparues homogènes, peu dispersées autour d'une moyenne de 1,2.10-6 m/s qui caractérise un matériau également peu perméable. Aussi, les quelques valeurs supérieures à 5.10-6 m/s ne doivent elles pas être considérées comme représentatives de l'ensemble de la formation plus sableuse. Celles-ci pourraient correspondre à des blocs de roche migmatitique très altérée ou des débris de quartz complètement fracturée comme quelquefois observés en puits et en sondages. En tout état de cause, ces zones sont rares et d'extension très limitée.

Les différents sols de fondation du site et de la région sont donc plutôt étanches en grand et présentent une certaine homogénéité. Leurs valeurs de perméabilité peuvent être définitivement classées comme faibles depuis celle de l'horizon supérieur latéritique qui est argileux et étanche jusqu'aux silts gris à faciès sableux mais très compacts et donc peu perméables. Cet horizon inférieur est partiellement saturé par la nappe des versants.



4.4.2 Piézométrie

Les mesures de niveau d'eau dans les sondages et dans les puits durant la campagne de reconnaissance, de mai à octobre 1992, ont défini, aux variations saisonnières près, une limite piézométrique dans les rives du site. Cette limite correspond au toit de la nappe qui paraît se raccorder sub-horizontalement au fleuve et se relever de 3 % à 5 % symétriquement, vers l'intérieur de chacun des deux versants de la vallée. Ainsi l'aquifère des versants alimente le LOM.

La surface piézométrique a été retracée par une corrélation directe entre les niveaux d'eau mesurés dans chacun des puits et des sondages, situés sur l'axe de référence ou proches de celui-ci. Elle se positionne dans les horizons inférieurs de la fondation meuble, juste au-dessus du toit du rocher. Ces horizons sont les silts rubanés grisâtres au sein desquels une limite de contraste de vitesse sismique avait été indiquée. Cette limite géophysique paraît suivre parallèlement et même se confondre, surtout à l'intérieur des versants, avec la limite piézométrique. Cette ressemblance pourrait être une réelle identification de la piézométrie par la sismique réfraction dans un milieu homogène. En effet, le contraste entre les vitesses de 600-1 000 m/s et 1 800-2 000 m/s peut tout à fait correspondre à la différence d'état de saturation des silts, en sachant que la vitesse de 1 000-1 500 m/s est la vitesse mesurée dans l'eau.

Ainsi la limite géophysique qui est figurée, dans le haut des versants, plus basse que la limite piézométrique mesurée dans les sondages pourrait représenter la réalité des variations saisonnières dans la mesure où la géophysique a été exécutée en fin de saison sèche (mai) tandis que les sondages ont été carottés durant la saison des pluies. Cette différence d'élévation dans les sondages SG3 et SD3 est de quelques mètres tandis que dans le bas des rives, le contraste est moins remarquable, les sondages SG1 et SD1 ne mesurant que les montées et descentes de crues et le niveau d'étiage du fleuve.

4.4.3 Perméabilité de la fondation rocheuse

4.4.3.1 Mesures

Dans chacun des treize sondages carottés, exécutés dans la zone du site, des essais d'eau de type Lugeon ont été systématiquement réalisés dans le rocher, à l'avancement du carottage. La tranche testée, prévue de 3 mètres de longueur, a été agrandie à 5 mètres dans le rocher de très bonne qualité (après examen des carottes de sondage). La pression effective de 10 bars a été souvent atteinte, sauf dans les cas de fracturation ouverte principalement développée dans les niveaux superficiels de la fondation rocheuse.

4.4.3.2 Résultats

Les résultats ont été conformes à ceux du carottage : les migmatites massives sont étanches tandis que les zones fracturées présentent une perméabilité de fissure caractéristique. Ces fissures qui sont surtout ouvertes dans la frange supérieure de la fondation rocheuse ont révélé une certaine fragilité, mise en évidence par le phénomène de claquage sous de trop fortes pressions d'injection d'eau en cours d'essai.



Ainsi dans le sondage SG.2, où la frange de substratum fracturé avait été identifiée par carottage et sismique réfraction, sous les terrains meubles, entre 18,58 m et 28,90 m de profondeur, trois claquages ont été observés sous des pressions croissantes avec la profondeur :

- sous 5 bars à 20 m de profondeur,

- sous 6,5 bars à 23 m de profondeur,

- sous 8 bars à 28 m de profondeur.

Par contre à partir de 28,90 m et jusqu'au fond du sondage, tous les essais ont mis en évidence un rocher massif et étanche avec des absorptions d'eau inférieures à 1 Unité Lugeon.

L'ouverture élastique des fissures sous des pressions relativement élevées par rapport aux pressions qui seront imposées par le Projet, est un phénomène qui a été observé, la plupart du temps, dans les passes à plus ou moins forte concentration de joints et à différentes profondeurs.

La fondation rocheuse qui a été identifiée comme massive par les différents travaux de reconnaissance géologique doit être considérée comme étanche en grand. Elle est seulement affectée par quelques passées perméables très localisées correspondant au passage de fractures ou à une plus grande concentration de joints qui peuvent la �fragiliser�. Dans le fond de la vallée, cette configuration géologique de la fondation a été bien mise en évidence par la sismique et par les sondages tel le SD.1 dans lequel seule la tranche 26/29 m, sur les dix tranches testées, a fortement absorbé. Cette perméabilité localisée correspond effectivement à la seule concentration de joints obliques, ouverts de quelques millimètres, altérés oxydés, qui a été relevée entre 28 et 29 m de profondeur. Sur tout le reste de la longueur du sondage, l'absorption n'a pas dépassé 3,5 UL soit une valeur de perméabilité inférieure à 3 10-7 m/s.

Ainsi, les conditions naturelles de la fondation rocheuse du site se révèlent très satisfaisantes pour l'implantation d'un ouvrage de retenue en raison non seulement de la massivité générale des migmatites mais aussi de leur étanchéité. Leur coefficient moyen de perméabilité permet de ne pas envisager de travaux d'étanchement de grande extension mais des traitements spécifiques, localisés aux zones les plus fracturées telles que le secteur défini en bas de rive gauche et la frange superficielle, plus diaclasée. Ces zones nécessiteront une injection �de peau� si elles doivent être au contact direct avec le noyau de la digue en remblais ou sous la structure en béton. De même, la présence de ces quelques zones fissurées et fracturées nécessitera la mise en œuvre d'un dispositif adéquat de drainage de la fondation rocheuse.



5 GEOLOGIE DE LA ZONE DE RETENUE

5.1 Contexte géomorphologique

Le réservoir à l'amont du site du barrage va noyer la plus grande partie des vallées du Lom et du Pangar dont la morphologie est identique en raison de l'uniformité géologique régionale. Les versants en pente douce, de moins de 20 %, sont symétriques de part et d'autre de la basse plaine alluviale qui encadre le lit du fleuve, sur une centaine de mètres de largeur. La retenue qui s'étirera sur plusieurs dizaines de kilomètres aura une largeur régulière de 800 m en moyenne pour une hauteur d'une quarantaine de mètres.

Les versants sont entièrement recouverts d'une forte épaisseur de matériaux meubles qui proviennent de la décomposition du socle rocheux sous jacent qui a été pénéplané jusqu'à une cote basse correspondant, régionalement, à celle du lit du fleuve. Ainsi les affleurements rocheux seront rares dans la zone d'emprise de la future retenue, hormis ceux qui jalonnent le cours d'eau, tandis que la végétation forestière dense s'est considérablement développée sur les horizons de sols résiduels.

5.2 Etanchéité

Dans l'épaisse séquence de sols résiduels qui recouvrent la plus grande partie des fondations du réservoir, les latosols supérieurs constituent un horizon à très faible perméabilité. Leur extension régionale garantit l'étanchéité générale de la zone d'emprise de la future retenue. Le couvert végétal forestier qui occupe la totalité de la zone est typique du développement uniforme de ces sols ferrallitiques qui provient de la décomposition ultime du socle archéen migmatitique et métamorphique. Ce socle ancien (roche mère) qui n'affleure que dans le lit du Lom et du Pangar présente un aspect massif qui lui garantit une bonne étanchéité naturelle, comme mesurée au droit du site du barrage.

La position du Lom et du Pangar en tant que drain majeur dans le contexte topographique régional interdit toute possibilité de fuite au large. Le Lom est la vallée principale de toute la région et concentre tous les ruissellements. C'est uniquement vers la future retenue que se concentreront tous les ruissellements qui se produisent dans le bassin versant du Lom, sans aucun risque de fuite par un col topographique ou par une discontinuité même majeure.

5.3 Stabilité des versants

L'absence d'escarpements ou de haut talus de terrains meubles sans végétation ainsi que de zones d'arrachement ou de glissements, aussi bien au bord du cours d'eau que dans les thalwegs adjacents, prouvent la bonne stabilité générale des versants de la future �cuvette�.

Le remplissage du réservoir n'engendrera pas d'intensification du phénomène d'érosion des rives ni même d'instabilité localisée. Seuls les phénomènes de crues pourront provoquer des arrachements dans le couvert végétal et forestier présent dans la zone d'emprise du réservoir.



6 CARACTERISTIQUES GEOTECHNIQUES

6.1 Caractéristiques géotechniques de la fondation rocheuse

Le socle qui n'affleure que dans le lit du fleuve (cote 630) est constitué d'une roche de type migmatitique présentant localement quelques caractères métamorphiques (orthogneiss rubané). Son toit constitue directement un niveau de fondation saine et massive affectée par un réseau de discontinuités superficiellement, et localement, ouvert et altéré. Ce niveau de fondation rocheuse est affleurant dans le lit du Lom, subaffleurant dans la basse plaine alluviale, et profond sous la couverture de terrains meubles dans chacun des versants du site et dans la zone du col, de rive droite.

L'épaisseur de la couverture meuble dépasse la quarantaine de mètres dans la partie haute des appuis du futur barrage et représente, en moyenne, plus d'une trentaine de mètres de sols, comme détaillé sur le Plan BA 20-103. Cette coupe géologique en long ainsi que la carte du toit de la fondation rocheuse ont pu être dressées au moyen du grand nombre et de la qualité des travaux de reconnaissance géologiques exécutés sur l'ensemble du site. La structure subhorizontale du toit du rocher a été ainsi bien mise en évidence tout comme l'uniformité caractéristique du contact direct entre le socle rocheux massif et sa couverture de terrains meubles. Cette configuration géologique sans horizon intermédiaire de roche complètement fracturée et altérée qui aurait été pénalisant en raison de ses caractéristiques géotechniques médiocres est particulièrement favorable à un projet d'ouvrage.

Dans le détail, d'échelle métrique, la géométrie de la surface de contact entre le socle massif et les terrains meubles est irrégulière à cause des effets de l'érosion sur une structure très ancienne et tectonisée. Cependant, les dénivelés topographiques du toit du rocher ne sont que des petites dépressions, des reliefs et des décrochements de quelques mètres et d'extension décamétrique qui sont représentés sur le plan BA 20-104.

Le rocher de fondation est massif en grand et a été caractérisé par une vitesse sismique de l'ordre de 5 000 m/s qui correspond à une forte valeur de module mécanique et une très forte résistance matricielle. Le réseau de fracturation très ancien qui l'affecte est constitué de deux familles principales de plans de discontinuités qui sont pour la plupart des joints fermés. Quelques uns de ces plans qui sont des fractures ouvertes, planes, lisses et obliques, parfois altérées, surtout dans les premiers mètres supérieurs du substratum, induisent des zones perméables très localisées (ouverture élastique et claquage des fissures) dans la fondation rocheuse considérée comme plutôt étanche en grand (K moyenne < 1 UL). Ces zones ou secteurs de rocher moins massif tels que la frange fracturée, identifiée en bas de rive gauche, devront être traités par injection de consolidation et d'imperméabilisation et par un dispositif de drainage adapté. A moins de 15 mètres de profondeur, en moyenne, sous le toit du rocher, ce traitement par injection de la fondation sera difficile et inefficace parce que le réseau de joints et des fractures sera déjà très fermé. Les quelques passages fissurés profonds ne pourront être traités que ponctuellement par des forages qu'une légère inclinaison vers l'amont devrait rendre efficace pour recouper tous les plans du réseau de fractures.

Dans la partie d'ouvrage en béton, située au centre de la vallée, la fondation rocheuse sera directement massive, sans dépôt meubles dans le lit du fleuve et sous une faible épaisseur de limons argileux (argiles bariolées) dans les zones latérales de basses terres inondables.



La présence de quelques joints dans ce rocher risque surtout d'induire des sous-pressions pouvant mettre en cause la stabilité des ouvrages fondés dans le lit du LOM. Le dispositif d'injection devra être complété par un réseau de drainage et de décompression très efficace.

6.2 Caractéristiques géotechniques de la fondation meuble

Comme définie précédemment, la séquence de la couverture éluviale qui recouvre la plus grande partie du site comporte cinq faciès de sols qui ont fait l'objet de prélèvements et d'analyses en laboratoire. Les prélèvements ont été effectués dans les 64 puits creusés dans les deux rives, à différentes profondeurs, ainsi que dans les treize sondages. Certains échantillons ont été prélevés intacts pour les essais géotechniques mécaniques, tandis que la grande majorité sont des échantillons de sols remaniés dont cependant le conditionnement rapide en sachet a permis de conserver leur teneur en eau naturelle qui a ainsi pu être mesurée systématiquement. La position des prises d'échantillons sont indiquées sur toutes les coupes des puits données dans les rapports du LABOGENIE.

Les essais géotechniques classiques d'identification ont été réalisés sur les prélèvements aussi bien intacts que remaniés : granulométrie, sédimentométrie, teneur en eau, poids volumiques, limites d'Atterberg. Les caractéristiques mécaniques de ces matériaux ont été évaluées par les essais géotechniques spécifiques suivants réalisés sur des éprouvettes intactes de sols :

- Triaxiaux pour mesurer la résistance au cisaillement,

- Oedomètre pour mesurer la compressibilité.

6.2.1 Essais d’indentification

6.2.1.1 Teneur en eau, masses volumiques et poids spécifique

�� Teneur en eau

L’évolution de la teneur en eau en fonction de la profondeur dans les terrains constituant la fondation meuble du barrage est illustrée sur la Figure 3-4. La teneur en eau (W) semble légèrement décroitre avec la profondeur.



Figure 3-4 : Terrains de fondation du barrage - Teneur en eau vs profondeur

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00

Profondeur (m)

Te

ne

ur

en

ea

u (

%)

Teneur en eau Linéaire (Teneur en eau)

On peut retenir les valeurs moyennes suivantes pour la teneur en eau dans les terrains meubles de la fondation :

Table 3-7 : Terrains de fondation du barrage - Teneur en eau

Teneur en eau (W) en %

Nombre de valeurs 23

Moyenne 22

Ecart type 5

Moyenne – Ecart type 17

Moyenne + Ecart type 27

On observe dans la Table 3-7 un écart type important. Cette observation peut être attribuée à la différence entre les deux principaux types de matériaux. Les silts sont légèrement plus humides que les latérites. Cette différence tient principalement de la présence de la nappe d’accompagnement du Lom :

- Latérites : 10% < W < 33%

- Silts : 18% < W < 37%



�� Densité

Vingt deux et dix essais ont été réalisés sur des échantillons intacts afin de déterminer respectivement la densité humide et la densité saturée en eau du matériau. La Table 3-8 présente les résultats obtenus.

Table 3-8 : Terrains de fondation du barrage - Densités humide et saturée

Densité humide Densité saturée

Nombre de valeurs 22 10

Moyenne 1,82 1,92

Ecart type 0,16 0,13

Moyenne – Ecart type 1,66 1,79

Moyenne + Ecart type 1,97 2,05

Les densités sèches varient de façon moins importante que les valeurs de teneur en eau naturelle et leurs valeurs sont faibles autour d'une moyenne de l'ordre de 1,40.

�� Poids spécifique

Parmi les 23 mesures de poids spécifique effectuées sur les échantillons de matériaux provenant de la fondation meuble, le classement statistique donne une très faible différence de valeur moyenne entre les silts de décomposition sous-jacents et les latérites supérieures :

- Latérites : 2,52 < Gs < 2,78 t/m3 ; moyenne = 2,56 t/m3

- Silts : 2,53 < Gs < 2,75 t/m3 ; moyenne = 2,61 t/m3.

6.2.1.2 Granulométrie

L'examen des 86 analyses réalisées sur les échantillons de sols de la fondation met en évidence cinq fuseaux caractéristiques de la séquence préalablement définie. Les figures suivantes représentent successivement les enveloppes granulométriques et sédimentométriques de chacun des 5 faciès de sols résiduels qui constituent la fondation du site. La distinction la plus apparente s'effectue sur les variations du pourcentage en fines pour chaque faciès. Cette observation est reprise sur la Figure 3-10 présentant l’évolution du pourcentage de la granulométrie en fonction de la profondeur. La diminution du pourcentage de fine souligne le passage du faciès latéritique au faciès silteux.



Figure 3-5 : Fuseau granulométrique - Argiles limoneuses

Figure 3-6 : Fuseau granulométrique - Latérites argileuses



Figure 3-7 : Fuseau granulométrique - Latérites graveleuses

Figure 3-8 : Fuseau granulométrique - Silts violacés



Figure 3-9 : Fuseau granulométrique - Silts gris rubanés

Figure 3-10 : Terrains de fondation du barrage - Granulométrie vs profondeur

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00

Profondeur (m)

Pa

ss

an

t (%

)

inf. à 0,8 mm inf. à 2 microns Linéaire (inf. à 0,8 mm) Linéaire (inf. à 2 microns)0,08 mm 0,08 mm)



6.2.1.3 Limites d'Atterberg

De nombreuses mesures ont été effectuées après délayage à l'eau et séchage partiellement à l'air et à l'étuve. Les couples de valeurs associées aux limons argileux de surface ont été retirées du traitement statistique : Ces matériaux seront retirés de la fondation lors des travaux préliminaires de décapage de la fondation meuble. Les couples de valeurs caractéristiques de la fondation sont représentés sur le Diagramme de Casagrande (Figure 3-11).

On observe que tous les points se regroupent dans une même zone de faible extension depuis les argiles et silts (inorganiques) moyennement plastiques aux argiles très plastiques.

Les valeurs caractéristiques moyennes sont indiquées dans la Table 3-9.

Table 3-9 : Terrains de fondation du barrage - Limites de liquidité et indice de plasticité

Limite de Liquidité (%)

Indice de Plasticité (%)


Moyenne 49 24

Ecart type 9 5

Moyenne – Ecart type 40 19

Moyenne + Ecart type 58 29



Figure 3-11 : Terrains de fondation du barrage - Diagramme de Casagrande

0

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Limite de liquidité (%)

Ind

ice

de

pla

sti

cit

é (

%)

Figure 3-12 : Terrains de fondation du barrage - Indice de plasticité vs profondeur

Ind

ice

de

pla

sti

cit

é (

%)

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00 12,00 14,00

Profondeur (m)

Indice de Plasticité Linéaire (Indice de Plasticité)

Faible plasticité Plasticité moyenne

Haute plasticité



6.2.2 Essais mécaniques

6.2.2.1 Résistance au cisaillement

Les résultats relatifs au comportement au cisaillement proviennent en grande partie d'essais triaxiaux consolidés non-drainés avec mesure de la pression interstitielle réalisés sur des échantillons intacts prélevés lors de la campagne de reconnaissances de 1999.

Le dépouillement en a été effectué en utilisant les cercles de Mohr et les résultats obtenus ont été représenté dans le diagramme (P, Q) suivants :

Figure 3-13 : Terrains de fondation du barrage - Caractéristiques de cisaillement

y = 0,577x + 0,2082

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

0 1 2 3 4 5 6

P (bars)

Q (

ba

rs)

y = 0,5x + 0,1

C' = 0,11 bar

Phi' = 30 °

Les six points exclus du traitement statistique proviennent de commentaires faits dans le rapport LABOGENIE Y.99-3634/EF1609, indiquant que les prélèvements ont été mal effectués (boîte pour l’essai mal remplie).

On a tracé sur la Figure 3-13 la droite caractéristique pour le projet du matériau meuble de fondation présentant une équation égale à y=0,5x+0,1. Cette équation permet d’en déduire les paramètres de cisaillement suivants :

- C’ = 1,1 T/m2

- Phi’ = 30 °



6.2.2.2 Compressibilité

La compressibilité des matériaux meubles a été évaluée à partir d'essais oedométriques en laboratoire réalisés sur des échantillons intacts. Ceux-ci mesurent un indice de compression qui traduit la variation du tassement d'une mince couche du sol testé en fonction de la contrainte appliquée. Ce paramètre caractérise le tassement à long terme de la fondation de la digue. Si l'indice de compression est anormalement élevé, le sol correspondant doit être retiré de la fondation (dans ce cas, d'ailleurs, les caractéristiques mécaniques sont également très faibles et les calculs de stabilité conduisent à des pentes excessivement douces, donc à un ouvrage peu économique).

En fait, ce paramètre est utilisé pour juger des risques de tassement différentiels en cas de variation brutale en plan de la nature des sols. Ces tassements différentiels peuvent conduire à une fissuration préjudiciable du noyau. Mais il est évident que ce risque est inexistant au site de LOM-PANGAR. Le tassement absolu est, lui sans danger comme le montre les résultats des calculs de stabilité.

Neufs essais ont été réalisés et ont donné les résultats suivants :

Cc moyen = 0,21 +/- 0,07

Les valeurs trouvées pour Cc sont tout à fait normales. Elles sont néanmoins nettement plus élevées que celles trouvées pour le matériau compacté qui constituera la digue.

6.2.3 Perméabilité

Les perméabilités des différents horizons de la séquence de la fondation meuble ont fait l'objet de mesures in situ, par essais d'eau de type Nassberg dans les sondages et les puits, et également par des mesures faites au laboratoire lors des essais mécaniques spéciaux (oedomètre et triaxial). L'analyse de toutes les mesures et des résultats figure au paragraphe �4.4.1.

Les perméabilités sont faibles, de l'ordre de 10-7 m/s, et les mesures effectuées en laboratoire ont confirmé ces valeurs.



6.3 Matériaux d’emprunts

6.3.1 Reconnaissances et volumes disponibles

6.3.1.1 Identification des sites potentiels

Les premières missions géologiques effectuées lors de l’étude de faisabilité en 1993 ont conclu sur la faisabilité d’un aménagement sur le site de Lom Pangar avec un projet de digue en remblais homogènes. Cette orientation du projet a conduit à entreprendre deux campagnes de reconnaissance sur les potentialités en matériaux meubles de construction dans la zone proche de l'axe retenu.

La séquence sédimentaire des sols de la région ayant été bien définie, en faciès et en épaisseur, par les reconnaissances effectuées sur le site (Figure 3-3), l'horizon des latosols supérieurs a pu être plus facilement reconnu, différencié des silts sous-jacents, et échantillonné dans les différentes zones d'emprunts prospectées.

Les horizons de sols latéritiques ont été principalement recherchés car se sont les matériaux les plus classiquement adaptés à la réalisation de digues. Ils recouvrent tout l'ensemble de la région de sorte que plusieurs zones potentielles ont pu être reconnues sur les deux rives de la vallée du Lom, à faible distance du site (dans un rayon de 2 km).

Les travaux d'investigations spécifiques à cette recherche d'emprunts sont détaillés dans la section 2 qui énumèrent les travaux de puits manuels et de géophysique qui ont été réalisés. L'implantation de ces travaux de reconnaissance est reportée sur le plan BA 20-101 avec le découpage schématique des zones prospectées. Les résultats de ces reconnaissances sont consignés dans les rapports des entrepreneurs qui les ont réalisés, dans les périodes de Mai à Juillet 1992, Juin 1999, et Janvier 2010 :

- Rapport de prospection géophysique par GEODIA (n° 92.27.02)

- Rapport de reconnaissance par puits manuels, LABOGENIE (n° Y.92/3221/EF 1440)

- Rapport GEOFOR « volume 1 »

- Rapport LABOGENIE « Lom Pangar – Campagne de reconnaissance complémentaire de la zone PEG.B », Février 2010.

6.3.1.2 Volume nécessaire et disponible dans les zones d’emprunt

L’estimation actualisée des volumes des terres latéritiques nécessaire au projet de Lom Pangar s’élève à 1,4 millions de m3. La très forte surabondance de matériaux latéritiques dans la vallée du Lom, par rapport aux besoins des ouvrages, permet d’assurer l’extraction des 1,4 millions de m3 à partir de la seule exploitation partielle de la zone d’emprunt PEG B. Pour indication, le volume exploitable estimé pour la zone PEG B s’élève à 2,2 millions de m3

avec une exploitation des matériaux latéritiques limitée à des profondeurs de 3 à 5 m. La zone PEG D offre également des potentialités supplémentaires, en particulier pour l’exploitation des latérites graveleuses.



6.3.1.3 Travaux spécifiques à la zone d’emprunt PEG B

Dans les puits qui ont été excavés manuellement dans la zone PEG B retenues suites aux recommandations de l’EIE, de nombreux échantillons de matériaux latéritiques ont été prélevés pour des analyses spécifiques en laboratoire : Rapport LABOGENIE, n° Y.92/3221/EF 1440 (1993), Rapport LABOGENIE n° Y.99 /3634/EF 1609 (1999), Rapport LABOGENIE (2010).

Ces analyses ont été systématiques pour évaluer l'homogénéité et l'aptitude de ces matériaux à la compaction en remblais et ont consisté en : granulométrie, sédimentométrie, limites d'Atterberg, densités, teneur en eau naturelle et Proctor. Des essais géotechniques particuliers, de mécanique des sols, du type triaxial, oedomètre et boîte de cisaillement ont été pratiqués sur quelques éprouvettes de sols reconstituées à l'optimum Proctor afin de déterminer les caractéristiques de comportement de ces matériaux pendant et après la construction de la digue.

6.3.2 Essais d’identification

6.3.2.1 Teneur en eau

Les valeurs de teneur en eau obtenues ont été reportées sur un graphique (Figure 3-14) indiquant l’évolution de la teneur en eau en fonction de la profondeur pour la zone d’emprunt PEG B.

L’analyse de l’évolution de la teneur en eau en fonction de la profondeur fait ressortir qu’il n’existe pas de corrélation nette entre la teneur en eau et la profondeur dans cette zone d’emprunt.

Lors des campagnes 1992 et 1999, la zone d’emprunt PEG B a fait l’objet de 30 déterminations de teneur en eau in-situ et de poids spécifique du matériau à des profondeurs variant entre 0,4 et 5 mètres. La teneur en eau varie entre 25 et 33%, avec une moyenne à 28,8%. Ces résultats sont rappelés dans la Table 3-10.

Table 3-10 : Zone d’emprunt PEG B - Teneur en eau (Campagnes 1992 et 1999)

Teneur en eau W (%)

Nombre de valeurs 30

Moyenne 28,8

Ecart type 2,3

Moyenne – Ecart type 26,5

Moyenne + Ecart type 31,0



Figure 3-14 : Zone d'emprunt PEG B - Teneur en eau vs profondeur (Campagnes 1992 et 1999)

20

22

24

26

28

30

32

34

36

38

40

0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00

Profondeur (m)

Te

ne

ur

en

ea

u (

%)

Lors de la campagne 2010, les puits ont fait l’objet de 28 déterminations de teneur en eau in-situ complémentaires, confirmées par des mesures en laboratoire, à des profondeurs variant entre 0,4 et 5 mètres. Ces résultats sont rappelés dans la Table 3-11.

Table 3-11 : Zone d’emprunt PEG B - Teneur en eau (Campagne 2010)

Profondeur [m]

PRC-I PRC-Ib PRC-II PRC-III PRC-IV PRC-V PRC-VI Min. Moy. Max.

0.30 - 1.00 26.9 26.6 25.0 29.5 28.8 23.0 26.9 23.0 26.7 29.5

1.00 - 2,00 28.8 28.5 28.8 30.2 29.5 26.2 28.8 26.2 28.7 30.2

2,00 - 3,00 28.8 28.8 30.9 32.3 30.2 / 30.2 28.8 30.2 32.3

3,00 - 4,00 25.0 29.8 30.2 31.6 30.7 / / 25.0 29.5 31.6

4,00 - 5,00 / 28.2 28.8 29.5 / / / 28.2 28.8 29.5

6.3.2.2 Granulométrie

La zone d’emprunt PEG-B a fait l’objet de 35 déterminations de la granulométrie à des profondeurs variant entre 0,4 et 5 mètres. Les granulométries des échantillons prélevés sont représentées en Figure 3-15.

La Table 3-12 récapitule les valeurs caractéristiques obtenues lors du traitement statistique

pour les quatre passants suivants : 5 mm, 1 mm, 80 µm et 1 µm.



Table 3-12 : Zone d'emprunt PEG B - Répartition granulométrique moyenne

Granulométrie PEG B

passant à

1 µm

passant à

80 µm

passant à 1 mm

passant à 5 mm

Nombre de valeurs 34 45 45 45

Moyenne 60,8 83,9 97,0 99,7

Ecart type 6,2 4,7 2,8 1,3

Moyenne – Ecart type 54,6 79,2 94,2 98,4

Moyenne + Ecart type 67,0 88,6 99,8 100*

* borné par la valeur 100

Figure 3-15 : Zone d'emprunt PEG B - Fuseau granulométrique des matériaux in-situ

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.001 0.01 0.1 1 10

Diamètre des particules [mm]

Po

urc

en

tag

e d

'élé

men

ts p

as

sa

nts

[%

]

Moyenne - Ecart type Moyenne Moyenne + Ecart type



6.3.2.3 Limite d’Atterberg

De nombreuses mesures ont été effectuées après délayage à l'eau et séchage partiellement à l'air et à l'étuve. Les couples de valeurs caractéristiques de la zone d’emprunt sont représentés sur le Diagramme de Casagrande (Figure 3-11).

On observe que tous les points se regroupent dans une même zone de faible extension depuis les argiles et silts (inorganiques) moyennement plastiques aux argiles très plastiques.

Les valeurs caractéristiques moyennes sont indiquées dans la Table 3-13.

Table 3-13 : Zone d'emprunt PEG B - Limites de liquidité et indice de plasticité

Limite de Liquidité (%)

Indice de Plasticité (%)

Limite de Plasticité (%)

Nombre de valeurs 45 45 45

Moyenne 56,3 27,3 29,0

Ecart type 5,5 3,1 3,1

Moyenne – Ecart type 50,8 24,2 25,9

Moyenne + Ecart type 61,8 30,4 32,1

Figure 3-16 : Zone d'emprunt PEG B - Diagramme de Casagrande

0

5

10

15

20

25

30

35

40

20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80

Limite de liquidité [%]

Ind

ice

de

pla

sti

cit

é [

%]

1992 1999 2010

Faible plasticité Plasticité moyenne Haute plasticité



6.3.3 Essais de compactage

Tous les résultats obtenus pour la zone PEG-B ont été reportés sur la Figure 3-17 : teneur en eau (%) en fonction de la densité sèche. Les valeurs caractéristiques sont reportées dans la Table 3-14.

Table 3-14 : Zone d'emprunt PEG B - Résultats des essais Proctor

Zone d’emprunt PEG B

Wopt (%) �d max

(T/m3)


Moyenne 25,5 1,53

Ecart type 2,8 0,08

Moyenne – Ecart type 22,7 1,45

Moyenne + Ecart type 28,3 1,61

A l’optimum, les valeurs obtenues varient faiblement et souligne l’homogénéité des terrains constituants les zones d’emprunt. Ces conclusions devront faire l’objet d’une vérification par des essais complémentaires lors de l’exécution des travaux.



Figure 3-17 : Zone d’emprunt PEG B - Densité sèche maximale en fonction de la teneur en eau optimale

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

1.7

1.8

1.9

2.0

2.1

2.2

2.3

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Teneur en eau optimale [%]

Den

sit

é s

èch

e m

axim

ale

[T

/m3]

1992 1999 2010

Sr 100%

γγγγs = 2.65 T/m3



6.3.4 Essais mécaniques

6.3.4.1 Résistance au cisaillement

Un seul essai triaxial a été réalisé lors de la campagne de reconnaissance de 1999. Les valeurs obtenues sont de 1,7 t/m2 et 33°. Cependant, ces paramètres ne sont pas véri fiables dans le procès verbal de l’essai.

Le Consultant propose de retenir les paramètres de projet 1,5 t/m2 et 32°. Ces valeurs sont issues de l’expérience acquise sur des projets similaires, en Afrique de l’Ouest et pour des matériaux latéritiques similaires.

- C’ = 1,5 t/m2

- Phi’ = 32 °

6.3.4.2 Compréssibilité

Aucun essai oedométrique n’a été réalisé sur des échantillons compactés à l’optimum Proctor. Ces essais pourront être réalisés lors du démarrage de l’exécution du barrage. Les paramètres suivants ont été retenus :

- Cc = 0,28

- e0 = 0,90

6.3.5 Conclusions sur les matériaux d’emprunts

Les caractéristiques géotechniques déterminées dans chacune des zones prospectées montrent une bonne uniformité des matériaux, qui confirme les données de base sur la géologie régionale. Les matériaux latéritiques forment une couverture homogène et uniforme en grand sur l'ensemble du site et de la région avec un horizon très argileux et un niveau plus graveleux.

Ces matériaux présentent de bonnes caractéristiques géotechniques et sont adaptés pour la construction de la digue en remblais.



En phase d’exécution, il revient à l’Entrepreneur de réaliser une campagne de reconnaissance systématique des zones d’emprunt qui seront effectivement retenues comme gisement de matériaux. Ces essais complémentaires porteront notamment sur les aspects suivants :

- essais de compactage Proctor ;

- teneurs en eau naturelles et teneurs en eau de mise en œuvre des matériaux sur levées ;

- caractéristiques mécaniques (essais triaxial et cisaillement direct à la boite de Casagrande) ;

- essais oedométriques.



6.4 Matériaux rocheux

6.4.1 Essais réalisés

Comme mentionné au paragraphe �3.1, deux nouvelles carrières ont été identifiées et étudiées dans le cadre de ces Etudes d’Avant Projet Détaillé. L’exploitation comme gite rocheux de la carrière de Mbi Bawara ou de Deng Deng permet d’assurer le volume nécessaire en sable, gravier et agrégats pour la construction du barrage et de l’usine. Des échantillons caractéristiques de ces deux carrières ont été prélevés lors des visites de site.

Afin d’être en mesure de pouvoir qualifier les matériaux rocheux vis-à-vis du phénomène d’alcali-réaction, un échantillon a été prélevé sur le site de la carrière de Deng Deng et deux échantillons sur Mbi Bawara. Les essais suivants ont été réalisés au Laboratoire Central des Ponts et Chaussées à Paris :

- Deng Deng : diagnostic pétrographique selon la norme FD P 18-542

- Mbi Bawara - échantillon 1 : diagnostic pétrographique selon la norme FD P 18-542

- Mbi Bawara - échantillon 2 : diagnostic pétrographique selon la norme FD P 18-542, associé à un essai accéléré à l’autoclave selon la norme XD P 18-594.



6.4.2 Carrière de Deng-Deng

Les principaux résultats du diagnostic pétrographique mentionnés dans le rapport du LCPC sont présentés ci-après.

Texture : grenue

Minéralogie : quartz, orthose perthitique, feldspaths plagioclases (les deux feldspaths étant frais), biotite, sphène, apatite, zircon.

Ce granite leucocrate présente de nombreuses caractéristiques pétrographiques permettant de le classer parmi les roches potentiellement réactives.



Figure 3-18 : Carrière de Deng Deng - Fiche signalétique de l’échantillon (2006)



6.4.3 Carrière de Mbi Bawara – Echantillon 1


Texture : grenue

Minéralogie : quartz, orthose perthitique fraîche prédominante, feldspaths plagioclases frais, biotite et muscovite.

Ce granite à deux micas présente de nombreuses caractéristiques pétrographiques permettant de le classer parmi les roches potentiellement réactives.



Figure 3-19 : Carrière de Mbi Bawara - Fiche signalétique de l’échantillon 1 (2006)



6.4.4 Carrière de Mbi Bawara – Echantillon 2


Texture : grenue orientée

Minéralogie : essentiellement composée de grains de quartz, microcline, feldspaths plagioclases, biotite sphène, apatite et zircon

Le diagnostic pétrographique montre que les critères orientent vers une qualification de Non Réactif pour ce granulat.

En complément, un essai accéléré à l’autoclave sur mortier, selon le mode opératoire décrit à l’article 5.2 de la norme XP P 18-594 a été réalisé. L’expansion mesurée a été en moyenne de 0,043 % sur les éprouvettes de mortier confectionnées pour cet essais rapide. L’échantillon de roche analysé est qualifié de Non Réactif (NR) vis-à-vis de l’alcali-réaction du béton. Les résultats sont francs.



Figure 3-20 : Carrière de Mbi Bawara - Fiche signalétique de l’échantillon 2 (2008)



6.4.5 Conclusion sur l’alcali réaction

Les résultats réalisé par le LCPC dans le cadre des études d’Avant Projet Détaillé du barrage de Lom Pangar, mettent en évidence une hétérogénéité du dôme granitique de la carrière de Mbi Bawara, et ne permettent pas de se prononcer vis-à-vis de l’alcali-réaction.

Des essais complémentaires de performance à long terme devront être réalisés dès le début du chantier, par l’Entreprise en charge des travaux du barrage. Ces essais de performance devront être réalisés pour chaque formulation de béton et devront concerner a minima :

- les bétons conventionnels avec ciment produit localement,

- les bétons conventionnels avec ciment de type laitier, à faible teneur en alcalis (ciment importés si besoin)

- le béton compacté au rouleau (BCR) avec utilisation de cendres volantes et pouzzolanes.



7 CONSEQUENCE DES CONNAISSANCES ACQUISES SUR LA GEOLOGIE POUR L’ETABLISSEMENT DU PROJET

7.1 Points saillants des reconnaissances

Plusieurs éléments positifs pour le projet du barrage de Lom Pangar ont pu être mis en avant au cours de l’analyse géologique du site et des reconnaissances du barrage de Lom Pangar, organisées en deux phases successives.

Les caractéristiques de la fondation granitogneissique sont parfaitement adaptées au Projet défini et assure la stabilité des parties nobles en béton du barrage.

Les terrains constitués de silts de décomposition présentent également des caractéristiques hydromécaniques adaptées pour la stabilité des ailes en enrochements et remblais envisagées.

Concernant le phénomène d’alcali-réaction, les essais réalisés sur les échantillons prélevés sur la carrière de Mbi Bawara n’ont pas permis de qualifier le matériau rocheux. Des essais complémentaires de performance à long terme devront être réalisés dès le début du chantier. L’utilisation systématique d’un ciment de type laitier, à faible teneur en alcalis, a été retenue pour la confections des bétons des ouvrages ainsi que du BCR. Les coûts des ouvrages ont été estimés en conséquence (voir chapitre 6).

7.2 Hypothèses des calculs de stabilité

A partir des résultats des reconnaissances, les hypothèses suivantes ont été retenues pour les calculs de stabilité des ouvrages :

Table 3-15 : Hypothèses retenues pour les calculs de stabilité de l'ouvrage

Gamma humide

Gamma saturé

C' phi ' Cc e0 Ru

(t/m3) (t/m

3) (t/m

3) (°) (-) (-) (-)

fondation silteuse 1,7 1,9 1,1 30 0,28 0,9 0,5

fondation rocheuse 1,8 1,9 100 45

recharge 1,8 1,9 1,5 32 0,3

noyau 1,8 1,9 1,5 32 0,15 0,5 0,5

filtre 1,9 2,2 0 40

enrochement 2,2 2,4 0 45



7.3 Dispositions générales pour les ouvrages

7.3.1 Définition du fond de fouille

L’ensemble des ouvrages nobles retenus sont composés de béton (barrage en BCR, ouvrages annexes en BCV) et nécessitent une bonne qualité de rocher en fond de fouille. Afin d’obtenir un bon contact entre la fondation et les ouvrages. Il sera assuré par un décapage de surface systématique des terrains de couverture et une excavation limitée de 1 à 2 mètres dans le rocher afin d’obtenir un profilage régulier du fond des excavations.

La cote retenue pour l’établissement de l’APD est de 632 m. Cette valeur a été définie suite à l’examen de l’ensemble des reconnaissances réalisées, et en particulier les sondages carottés réalisés dans la rivière Lom.

Des travaux de surface localisés et spécifiques aux fracturations du rocher de fondation devront également être entrepris. Un curage de ces discontinuités sera nécessaire en fond de fouille et viendra renforcer l’efficacité du voile d’injection.

7.3.2 Injection et Drainage

7.3.2.1 Voile d’injection

Les résultats de la campagne de reconnaissances ont montré que la fondation du barrage de Lom Pangar était globalement étanche (valeurs des essais Lugeon toutes inférieures à 5 UL), sauf dans certaines zones situées dans la partie droite de la rivière Lom.

L’incidence de cette observation sur l’ensemble des ouvrages en béton est la mise en place d’un voile d’injection comportant des forages inclinés à 30° par rapport à la verticale dans la direction de l’axe du barrage afin d’intercepter la fracturation sub-verticale. Le voile sera profond d’environ 30 m et comportera des injections primaires et secondaires sur une même ligne en présentant une maille finale de 6 m. Cette maille pourra cependant être diminuée en fonction des observations de terrain faites lors de l’ouverture des fouilles ou des résultats des sondages de contrôle. Il sera exécuté à partir de la galerie de pied amont. Le recoupement des forages inclinés se fera sous la prise d’eau, afin d’augmenter la sécurité de cet ouvrage.

7.3.2.2 Voile de consolidation

Les caractéristiques mécaniques donnent des valeurs de projet suffisantes pour assurer un comportement correct des ouvrages en toutes circonstances.

La partie superficielle de la fondation rocheuse, impactée par les tirs lors de la réalisation des fouilles, sera traitée systématiquement par des injections de consolidation. Ces travaux seront limitées à 6 m de profondeur, avec une inclinaison des forages de 30° afin de recouper la fracturation.



7.3.2.3 Voile de drainage

Le voile de drainage est un organe critique afin d’assurer la sécurité du barrage. Il sera donc systématiquement réalisé sous tous les ouvrages du barrage. Il sera réalisé à l’aide de forages inclinés d’environ 25 mètres, sur une même ligne et dont le pas sera de 6 m. Ils seront inclinés à 30° par rapport à la verticale da ns la direction de l’axe du barrage et de 30° par rapport à la verticale dans la direction de l’amont vers l’aval.

7.3.3 Centrale hydroélectrique

Elle nécessite de faibles excavations rocheuses en masse. La perméabilité de la fondation rocheuse évaluée grâce à aux essais Lugeon est faible. Cette observation indique que les venues d’eau par l’amont dans les fouilles de l’usine seront très limitées.

7.3.4 Vidange de fond

Il s’agit d’un ouvrage de dimension modeste, qui ne pose pas de problème majeur lié à la géologie. La qualité de la fondation à l’aval assure que le rocher résistera aux écoulements en vitesse sans protection de type béton ou enrochement.

7.3.5 Evacuateur de crues

L’évacuateur de crue est un ouvrage en BCR de taille moyenne, déversant dans le cours de la rivière Lom actuelle. Les mêmes dispositions établies pour les ouvrages en béton sont également valables pour l’évacuateur, à savoir l’établissement d’injections de consolidation, d’un voile étanche et d’un voile de drainage.



8 ANNEXES



ANNEXE 1

Résultats des Essais de Laboratoire (Labogénie)

Zones du site du barrage PG et PD

Am

énagem

ent de L

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Pangar

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Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 4 : Description détaillée de l’Aménagement Page 4-i


CHAPITRE 4

DESCRIPTION DETAILLEE DE L’AMENAGEMENT

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 4 : Description détaillée de l’Aménagement Page 4-iii


DESCRIPTION DETAILLEE DE L’AMENAGEMENT

SOMMAIRE

1 IMPLANTATION DU BARRAGE.................................................................................. 1

2 PRINCIPALES FONCTIONS ET PERFORMANCES DE L’OUVRAGE ....................... 3

2.1 Fonctions de l’ouvrage...................................................................................... 3

2.2 Performances de l’aménagement..................................................................... 3

2.2.1 Capacité de régulation de l’ouvrage ......................................................... 3

2.2.2 Evacuation des crues ............................................................................... 4

2.3 Description succincte ....................................................................................... 5

3 PRINCIPES CONSTRUCTIFS DU BARRAGE POIDS EN BCR .................................. 7

3.1 Général ............................................................................................................... 7

3.2 Niveau de fondation .......................................................................................... 7

3.3 Calcul de stabilité .............................................................................................. 7

3.4 Le BCR ............................................................................................................... 8

3.5 Réactivité des agrégats à l’alcali-réaction ....................................................... 9

3.6 Etanchéité du massif en BCR - Parement amont ............................................ 9

3.7 Drainage interne et étanchéité du massif en BCR......................................... 10

3.8 Joints interplots............................................................................................... 10

3.9 Galeries dans le corps du barrage BCR......................................................... 10

3.10 Injections de consolidation............................................................................. 11

3.11 Voile d’étanchéité dans la fondation.............................................................. 11

3.12 Drainage de la fondation................................................................................. 12

3.13 Pont sur la crête .............................................................................................. 12

3.14 Pont roulant en crête....................................................................................... 12

4 DESCRIPTION DES OUVRAGES INCLUS DANS LE BARRAGE EN BCR.............. 13

4.1 Ouvrage de régulation des débits .................................................................. 13

4.1.1 Général .................................................................................................. 13

4.1.2 Performance de l’ouvrage ...................................................................... 13

4.1.3 Description des pertuis........................................................................... 15

4.1.4 Dispositions minimales pour la fermeture des pertuis provisoires........... 16

4.1.5 Pré-fosse d’érosion ................................................................................ 16

4.2 Ouvrage de prise d’eau de l’usine.................................................................. 16

4.2.1 Général .................................................................................................. 16

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 4 : Description détaillée de l’Aménagement Page 4-iv


4.2.2 Description de l’ouvrage de prise usinière .............................................. 17

4.3 Evacuateur de crues principal ........................................................................ 18

4.3.1 Général .................................................................................................. 18

4.3.2 Etude sur modèle réduit ......................................................................... 18

4.3.3 Description de l’ouvrage ......................................................................... 19

4.3.4 Performances de l’évacuateur vanné ..................................................... 21

4.4 Evacuateur de secours.................................................................................... 23

4.5 Ouvrage de dérivation provisoire ................................................................... 24

4.5.1 Description ............................................................................................. 24

4.5.2 Performances......................................................................................... 24

4.6 Plots non déversant en partie centrale du barrage ....................................... 26

4.7 Les murs de soutènement des ailes en rive .................................................. 26

4.8 Equipements hydromécaniques des ouvrages ............................................. 27

4.8.1 Evacuateur de crue ................................................................................ 27

4.8.2 Pertuis de restitution............................................................................... 29

4.8.3 Prises d’eau usinière .............................................................................. 32

4.8.4 Batardeaux des pertuis de dérivation provisoire ..................................... 33

5 DIGUES EN REMBLAI EN RIVES ............................................................................. 35

5.1 Général ............................................................................................................. 35

5.2 Digues en remblai latéritique .......................................................................... 36

5.2.1 Implantation............................................................................................ 36

5.2.2 Coupe-type............................................................................................. 36

5.2.3 Fuseaux granulométriques des matériaux.............................................. 38

5.3 Digues de transition ........................................................................................ 40

5.3.1 Implantation et profil ............................................................................... 40

5.3.2 Coupe-type............................................................................................. 40

5.3.3 Fuseaux granulométriques des matériaux.............................................. 42

5.4 Drainage interne de la digue ........................................................................... 44

5.5 Travaux d’injections ........................................................................................ 44

5.6 Puits de décompression ................................................................................. 45

5.7 Crête de la digue.............................................................................................. 45

6 DIGUE DE COL.......................................................................................................... 47

7 AUSCULTATION ....................................................................................................... 49

7.1 Général ............................................................................................................. 49

7.2 Mesures des déplacements ............................................................................ 49

7.3 Suivi de la piézométrie sur le site de l’aménagement ................................... 49

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 4 : Description détaillée de l’Aménagement Page 4-v


7.4 Suivi des pressions interstitielles en fondation du barrage en BCR .................................................................................................................. 49

7.5 Mesure de débit de fuite.................................................................................. 50

7.6 Suivi des pressions interstitielles en fondation des digues......................... 50

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 4 : Description détaillée de l’Aménagement Page 4-vi


LISTE DES FIGURES

Figure 4-1 : Restitution des débits de régulation de Lom Pangar ......................................... 14Figure 4-2 : Performance des pertuis de dérivation – Niveau d’eau amont........................... 25Figure 4-3 : Performance des pertuis de dérivation – Niveau d’eau aval.............................. 25Figure 4-4 : Fuseaux granulométriques – Noyau, Filtre et Recharge ................................... 39Figure 4-5 : Fuseaux granulométriques – Recharge, Transition / Protection aval, Rip-

rap et Coussin ................................................................................................. 39Figure 4-6 : Fuseaux granulométriques – Noyau, Filtre, Drain et Enrochement ................... 43Figure 4-7 : Fuseaux granulométriques – Enrochement, Rip-rap, Coussin, et Protection

aval ................................................................................................................. 43

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LISTE DES TABLES

Table 4-1 : Laminage – Synthèse des résultats en conditions normales .............................. 22Table 4-2 : Laminage – Synthèse des résultats en conditions exceptionnelles .................... 22

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 4 : Description détaillée de l’Aménagement Page 4-1


1 IMPLANTATION DU BARRAGE

L’implantation du barrage est donnée sur le plan BA 20-203, celle de la digue de col sur le plan BA 20-601.

L’implantation de l’axe du barrage principal, constitué d’un tronçon rectiligne (entre les points B1-B4) et d’un faible retournement vers l’amont à son extrémité en rive gauche (entre les points B5-B6) retenue lors des Etudes d’Avant Projet Sommaire de 1999 est confirmé.

Cette implantation vise principalement à s’adapter au mieux à la topographie du site et surtout permet de minimiser les volumes de remblais à mettre en place.



2 PRINCIPALES FONCTIONS ET PERFORMANCES DE L’OUVRAGE

2.1 Fonctions de l’ouvrage

L’aménagement de Lom Pangar a pour objectif principal d’augmenter le débit garanti disponible aux usines hydroélectriques de Songloulou, d’Edea et de Nachtigal.

Les différents ouvrages constituant l’ensemble du barrage doivent assurer les fonctions suivantes :

- Créer une retenue permettant de stocker les apports annuels du Lom,

- Permettre la régulation des débits relâchés en rivière en fonction des demandes en eau en aval aux usines hydroélectriques de Songloulou, d’Edéa et à terme de Nachtigal,

- Permettre le passage de la crue de Projet évaluée à 3 475 m3/s (T=10 000 ans) avec une vanne bloquée,

- Assurer le passage du débit réservé,

- Assurer le prélèvement et la régulation des débits appelés par l’usine de pied, composé de 4 groupes de puissance unitaire de l’ordre de 7.5 MW,

- Permettre une bonne aération des eaux relâchées en aval par l’utilisation de cuillères à saut de ski pour les pertuis de régulation et les passes de l’évacuateur.

2.2 Performances de l’aménagement

2.2.1 Capacité de régulation de l’ouvrage

Dans un premier temps, l’étude d’optimisation de la capacité de la retenue (voir Chapitre 2 : Données topographiques et hydrologiques) avait confirmé le choix de la variante retenue lors des études précédentes c'est-à-dire une retenue normale à la cote 674.50 NGC correspondant à une capacité de réservoir de 7.0 km3. La retenue normale a par la suite été ramenée à la cote 672.70 NGC par la Maîtrise d’Ouvrage de façon à limiter les impacts environnementaux, importants dans la tranche haute du réservoir. La baisse du niveau de retenue normale se traduit par une diminution de l’ordre de 1.0 km3 de la capacité utile du réservoir. La crête de l’ouvrage est fixée à la cote 677.55 NGC.



Selon l’étude d’optimisation [14] pour des simulations effectuées sur la chronique 1970-2003, les performances de régulation du barrage de Lom Pangar sont les suivantes :

Débit moyen à l’usine de Songloulou : 1 015 m3/s

Débit garanti à l’usine de Songloulou 90 % du temps : 932 m3/s

Débit moyen à l’usine de Nachtigal : 676 m3/s

Débit garanti à l’usine de Nachtigal 90 % du temps : 583 m3/s

Pour rappel, les résultats précédents ont été obtenus sur la base d’une capacité du réservoir de 7.0 km3, aucune simulation n’ayant été réalisée pour une retenue normale ramenée à la cote 672.70 NGC.

2.2.2 Evacuation des crues

L’évacuation des crues est assurée en conditions normales par un évacuateur de surface vanné dont le seuil est calé à la cote 665.75 NGC. La crue de projet, de période de retour 10 000 ans, est évacuée sous la cote 673.8 NGC, soit une surélévation du plan d’eau de 1.1 m. Le débit de pointe restitué sous cette cote par l’évacuateur de surface et l’ensemble des trois pertuis est alors proche de 2 500 m3/s.

La crête du barrage (cote 677.55 NGC) assure une revanche de 3.7 m au dessus du niveau des Plus Hautes Eaux (PHE : 673.8 NGC) et de 3.2 m au dessus des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles obtenues dans le cas où l’une des quatre passes de l’évacuateur de crue serait défaillante (cote 674.3 NGC).

Un évacuateur de secours, a été introduit à l’extrémité gauche du massif de BCR. Cet ouvrage est constitué par une passe supplémentaire de 11 m de large, équipée d’une hausse fusible, dont le basculement intervient si le niveau du réservoir amont dépasse la cote 674 NGC (soit 1,30 m au dessus du niveau de la RN). Le débit supplémentaire évacué lors du basculement de la hausse fusible est de l’ordre de 450 m3/s.

Dans ces conditions, la crue maximale admissible (CMA) qu’il est possible d’évacuer sans dépassement de la cote 676.60 NGC, correspondant à cote haute du noyau des digues, présente les caractéristiques suivantes :

- Débit de pointe : 5 790 m3/s

- Niveau d’eau maximal dans le réservoir : 676.60 NGC

- Volume de la crue 34.5 km3

Il ressort que le calage adopté pour le niveau de la crête des ouvrages permet l’évacuation sans déversement d’une crue correspondant à 1.7 fois la crue décamillénale.



2.3 Description succincte

Les grandes lignes du schéma d’aménagement proposé sont tout à fait classiques sur les rivières africaines à vallée large, avec des rives constituées de sols résiduels. Le barrage est de type mixte avec un ouvrage poids central en béton implanté en fond de vallée et des digues en remblai en rive (voir le Plan BA-20-203).

A ce niveau d’étude, l’ouvrage poids retenu est de type BCR (Béton compacté au Rouleau), variante qui permet d’assurer des cadences élevés de mise en place. Un barrage poids classique en béton vibré reste bien entendu techniquement réalisable, et pourrait faire l’objet d’une variante de la part d’un Entrepreneur au stade des appels d’offres.

Le barrage central en fond de vallée, est implanté dans les zones où le rocher est affleurant ou à faible profondeur. D’une hauteur maximale sur fondation de 45.5 m. il concentre l’ensemble des équipements du barrage sur une longueur de 182 mètres de la rive gauche vers rive droite (voir le Plan BA-20-204) :

- les pertuis provisoires de dérivation,

- la prise d’eau de l’usine hydroélectrique,

- l’ouvrage de régulation du débit équipé de pertuis de fond vannés,

- l’évacuateur de crues à seuil vanné,

- la passe équipée de hausse fusible.

En rive, le barrage est constitué en partie courante par une digue en remblai latéritique à noyau central. Au voisinage du massif en BCR, une zone de transition permet le passage à une digue en enrochement munie de pentes plus raides que le remblai latéritique. Cette dernière disposition vise à limiter l’emprise des ouvrages de raccordement remblai-béton.

La digue en rive gauche s’étend sur 585 m et en rive droite sur 513 m. La hauteur maximale de ces digues est de l’ordre de 40 m.

En rive droite, une dépression topographique est fermée à l’aide d’une digue de col de 435 mètres de long et de hauteur maximale 17 m.



3 PRINCIPES CONSTRUCTIFS DU BARRAGE POIDS EN BCR

3.1 Général

Le barrage choisi est de type poids constitué par un massif en Béton Compacté au Rouleau (noté B.C.R.).

Il a une hauteur maximale sur fond de fouille de 45.5 m, une longueur développée en crête de 182 m environ pour un volume total de l’ordre de 190 000 m3.

Le barrage en BCR est composé des blocs suivants :

- pertuis provisoires de dérivation,

- prise d’eau de l’usine hydroélectrique,

- ouvrage de régulation du débit équipé de pertuis de fond vannés,

- évacuateur de crues à seuil vanné,

- passe supplémentaire équipée d’une hausse fusible.

3.2 Niveau de fondation

Le barrage en BCR est fondé au rocher sain. La limite du rocher sain massif telle qu’elle a pu être estimée lors des études géologiques est présentée sur le plan BA-20-103. Le terrain naturel est à la cote 634 NGC et le rocher massif est atteint à la cote 632 NGC.

3.3 Calcul de stabilité

Le dimensionnement du barrage BCR est classique pour un ouvrage poids de ce type avec une crête calée 4 m au-dessus du niveau des Plus Hautes Eaux, soit à la cote 677.55 NGC. Le parement amont est vertical. Le parement aval présente une pente de 0.85H/1V.

La stabilité des différents plots constituant le barrage en BCR a fait l’objet de calculs de vérification à l’aide du logiciel Coyne-et-Bellier STABCON (voir la note de calcul 10108-NDC-0600 dans le Volume 2).

La stabilité du massif est vérifiée pour tous les cas de charges usuels et extrêmes y compris le cas du séisme de projet (séisme pseudo-statique de 0.1g) ainsi que celui du passage de la crue de projet de période de retour décamillénale.



3.4 Le BCR

Le BCR est d’abord un béton puisqu’il est constitué d’agrégats, de liant, d’eau et éventuellement d’adjuvants. Il est préparé dans une centrale qui doit être, dans le cas du barrage de Lom Pangar, totalement automatique et à haut rendement, compte tenu du volume total à mettre en œuvre dans le délai prévu.

Les constituants et les dosages prévus sont les suivants :

- Les agrégats proviendront en principe d’une des carrières identifiées (Mbi Bawara ou Deng-Deng). Les spécifications exigent la confection de trois classes granulaires (sable 0/5, gravette 5/25 et cailloux 25/63) pour une meilleure maîtrise du squelette du BCR en vue d’une homogénéité proche de celle d’un BCV de masse. Du fait de la nature de la roche, il y aura vraisemblablement un défaut de fines (inférieures à 0.08 mm) dans le sable obtenu. Il est important de noter que les échantillons d’agrégats prélevés sur ces carrières se sont révélés potentiellement alcali-réactifs.

- Les cendres pouzzolaniques : Pour pallier au défaut de fines dans le sable produit, des cendres pourront être ajoutées au mélange pour améliorer à la fois la maniabilité et la résistance du BCR. Sur la base de l’expérience acquise sur les précédents ouvrages en BCR, des teneurs en cendres de l’ordre de 40 kg/m3 de cendres pourront être envisagées.

- Le liant sera un ciment du type CHF, du fait du potentiel alcali-réactif des agrégats. Le BCR devra avoir une résistance à la compression de 8 MPa (Coefficient de sécurité de l’ordre de 3), ce qui nécessitera un dosage de l’ordre de 80 kg/m3.

- L’eau et les adjuvants éventuels seront dosés automatiquement au niveau de la centrale. Il sera en particulier exigé de l’entrepreneur d’équiper la centrale d’une sonde de mesure continue de l’humidité des sables et fillers pour un ajustement automatique du dosage en eau. L’emploi d’un retardateur de prise ou d’un réducteur d’eau dans le BCR ne sera envisagé que dans le cas d’une nécessité d’une mise en œuvre par temps chaud, mais il faudra adopter des dosages nettement supérieurs à ceux pratiqués pour les bétons conventionnels.

De la centrale au barrage, le BCR pourra être acheminé par tapis puis repris par camion ou par tapis jusqu’à sa destination finale. Des dispositions particulières seront naturellement prises pour combattre la ségrégation, notamment l’emploi de goulottes télescopiques à la sortie des tapis, dont le point de livraison sur la levée pourra être déplacé d’un minimum de 40 m.

Le corps du barrage est classiquement réalisé par la mise en place de couches successives de 30 cm d’épaisseur, compactées aux rouleaux vibrant lourds. Cette méthode, analogue à celle des remblais, permet des cadences de mise en place importantes. On prévoit à Lom Pangar des cadences très classiques de l’ordre de 1 000 à 1 500 m3/jour.

Le BCR sera régalé avec des bouteurs type D4 ou D5 et compacté aux rouleaux vibrants lourds, à une bille ou à double bille.



La formulation du BCR sera arrêtée sur la base d’essais d’étude, mais surtout d’essais de convenance comportant notamment la réalisation d’un massif expérimental consommant plus de 1 000 m3 de matériaux. On étudiera en particuliers :

- le mode de régalage et de compactage du BCR,

- le mode de réalisation des parements amont et aval, en intégrant la méthode du BCR enrichi en coulis (exclue pour le coursier de l’évacuateur),

- la liaison entre les couches et les divers traitements envisagés,

- la qualité des BCR testés et de la liaison BCR-BCV.

Pour que les résultats correspondants puissent être disponibles à temps (essais sur carottes notamment), le massif expérimental doit être achevé au moins deux mois avant la date prévue pour le démarrage du BCR définitif.

3.5 Réactivité des agrégats à l’alcali-réaction

Dès le démarrage des travaux, l’analyse du potentiel Alcali-réactif de ces agrégats devra être complétée selon la norme P18-542, notamment les essais suivants devront être entrepris :

- Essai rapide ou crible (selon la norme P18-590),

- Essai Long Terme.

3.6 Etanchéité du massif en BCR - Parement amont

L’étanchéité du massif BCR sera donc assurée par les dispositions suivantes classiquement appliquées au barrage en BCR :

- Le parement amont est réalisé en BCV par levées successives de 30 cm en même temps que le BCR,

- Le pied amont du barrage est équipé d’une galerie de drainage et d’injection,

- Le parement amont est ferraillé horizontalement et verticalement pour répartir la fissuration éventuelle (voir Plan BA 20-401),

- Les reprises entre levées de BCR sur les 3 premiers mètres à l’amont du profil sont traitées au mortier,

- Des joints dans le sens amont-aval sont réalisés dans le massif BCR avec un espacement pour limiter le phénomène de retrait et le concentrer au niveau de ces joints (voir Plan BA 20-201),

- Les joints interplots sont équipés d’un joint waterstop et d’un drain (voir plan BA 20-401),

- L’étanchéité est prolongée en fondation par un réseau d’injection/drainage réalisé à partir de la galerie amont (voir les plans BA 20-701 et 702).



3.7 Drainage interne et étanchéité du massif en BCR

Le matériau BCR est dans sa masse toujours suffisamment imperméable. L’étanchéité du barrage est donc liée à l’existence de plans de discontinuités (ou de faiblesse) constituées par la famille des reprises horizontales entre couches et par celle des joints verticaux amont-aval de construction.

Un rideau de drainage composé de forages verticaux de 150 mm de diamètre à partir de la galerie de pied amont dans le corps du barrage, espacés de 6 mètres.

Le voile de drainage interne du massif BCR est implanté à 4 m du parement amont du barrage.

3.8 Joints interplots

Plan BA 20-401

Les joints verticaux amont-aval interplots permettent de reprendre et de concentrer la fissuration mécanique et thermique à la fin de construction. Au droit des joints, le parement amont est réalisé en Béton Conventionnel Vibré dans lequel sont logés les organes d’étanchéité (joint Waterstop équipé de clips pour joint d’étanchéité) et de drainage (réservation de diamètre 150 mm).

Pour garantir la discontinuité du BCR le long d’un joint traversant, une insertion d’une plaque métallique ou d’une feuille de plastique, ou tout autre produit inerte est nécessaire. Le caractère rectiligne de ces joints devra être soigné afin de créer une forte anisotropie horizontale pour faciliter l’injection.

3.9 Galeries dans le corps du barrage BCR

Plan BA 20-701

Le barrage est équipé d’un réseau de galeries, de section de 2.5 m de large sur 3 m de hauteur situées en partie inférieure de l’ouvrage :

- une galerie implantée au pied amont du massif, continue de rive à rive, et prolongée dans les murs de soutènement en BCR. Elle est utilisée en phase de construction pour effectuer les travaux d’injections du voile d’étanchéité et de consolidation, ainsi que les forages des drains ;

- une galerie implantée en partie centrale du massif, principalement dédiée à la réalisation des injections de consolidations de la fondation, qui pourront être réalisées sans interférence avec le démarrage du BCR.

- deux rameaux de liaison amont-aval entre les galeries.



Ces galeries sont équipée en section courante de caniveaux destinés à collectés les débits d’infiltration. Une pente minimale de 0,5 % en radier assure l’évacuation des débits vers un puisard en rive gauche d’une capacité de l’ordre de 6 m3 équipé de pompes submersibles permettant le relevage des débits de fuite relevés jusqu’au point d’exhaure situé à la cote 646 NGC

Lors de l’exploitation du barrage, les diverses galeries permettront l’inspection de l’ouvrage : état des drains, collecte des eaux, ouverture des joints, fissuration, etc… Elles permettront éventuellement la réalisation de travaux d’injections ou de forages complémentaires si ceux-ci se révèlent nécessaires à long terme.

L’accès définitif à la galerie de pied amont se fait à travers le bouchon creux aménagé dans un des pertuis de dérivation. Cette portion de galerie amont aval débouche sur un puits d’accès matériel permettant d’atteindre la plate forme à la cote 646 NGC.

3.10 Injections de consolidation

Plans BA 20-701 et BA 20-702.

L’ensemble de la fondation rocheuse recevra une injection de consolidation sur une profondeur de 6 m de façon à limiter la perméabilité des zones de fractures et de fissures et notamment de la faille reconnue en rive droite (voir le plan BA-20-103). Ces injections seront réalisées sur la totalité de l’emprise du massif en BCR. Les injections primaires et secondaires auront chacune une maille de 3 m.

Les forages seront orientés à 30° sur la verticale afin de pouvoir pour recouper les familles de fissures relevées lors de la campagne géologique.

Les injections de consolidation ne débuteront que lorsque le massif BCR aura une épaisseur minimale de l’ordre de 6 m. Elles seront réalisées en partie depuis le réseau de galeries interne au barrage, et en partie en extérieur, depuis le pied aval.

3.11 Voile d’étanchéité dans la fondation

Plans BA 20-701 et BA 20-702.

Le voile d’étanchéité sera composé d’une seule ligne s’étendant sur l’emprise du barrage en BCR, murs de soutènement compris.

Il est composé d’injections réalisées à partir de la galerie de pied amont. Les injections seront réalisées lorsque le massif BCR sera suffisamment avancé. Le voile d’injection est situé dans un plan, légèrement incliné de 15 ° vers l’amont. Les forages seront en outre orientés à 30° vers les rives pour recouper les fam illes de fissures relevées lors de la campagne géologique. Les injections descendront jusqu’au niveau 606 et l'espacement de principe des injections sera de 6 mètres.



3.12 Drainage de la fondation

Le drainage de la fondation pour un barrage poids est fondamental pour garantir sa stabilité et maîtriser les sous-pressions susceptibles d’apparaître sous ce dernier. Le drainage de la fondation sera réalisé à partir de la galerie de pied amont, une fois les injections du voile d’étanchéité réalisées.

Les drains seront forés inclinés de 30° dans la dir ection Amont-Aval jusqu’à la cote 610 NGC environ. L’espacement de principe des drains sera de 6 mètres.

3.13 Pont sur la crête

La crête du barrage permettant la circulation de rive à rive prend la forme d’un pont à 5 travées lors du franchissement des passes de l’évacuateur de crues. Il permet l’accès aux véhicules à l’ensemble des structures composant le barrage ainsi que le déplacement du portique de manutention des équipements hydromécaniques. Ce pont est composé de 5 travées indépendantes de 10 mètres environ de portée, en flexion simple s’appuyant sur les piles de l’évacuateur au moyen d’appareils d’appui en néoprène. Les tabliers, indépendants, sont supportés par trois poutres préfabriquées en béton armée de 10 m de long. Le niveau fini du tablier se situe à la cote 677.55 NGC.

La coupe type du tablier est équipée de la manière suivante :

- une trémie de 1 m de large sur 8.75 m de longueur dans le tablier surplombant les rainures des batardeaux permettant la mise en œuvre des éléments de batardage des passes à l’aide d’un portique roulant sur le tablier. Ce portique d’entraxe 2.5 m s’appuie sur deux des trois poutres principales du tablier,

- le chemin de roulage du portique,

- une chaussée pour véhicules lourds ainsi qu’un trottoir équipé d’un garde-corps métallique sont aménagés sur une largeur de 6 m, à côté du chemin de roulage du pont roulant.

3.14 Pont roulant en crête

La manutention des ouvrages suivants est assurée à partir de la crête à l’aide d’un pont roulant d’entraxe de 2.50 m :

- Batardeaux des pertuis de régulation,

- Batardeaux des passes de l’évacuateur,

- Grilles et batardeaux des prises d’eau de l’usine.

Le chemin de roulage de ce pont roulant permet la desserte de tous les blocs équipés. Ce pont roulant aura une capacité de levage de 10 tonnes.



4 DESCRIPTION DES OUVRAGES INCLUS DANS LE BARRAGE EN BCR

4.1 Ouvrage de régulation des débits

Plans BA 20-411 à 413.

4.1.1 Général

La principale fonction du barrage de Lom Pangar étant la régulation des débits rejetés dans le bief aval, l’ouvrage de restitution est la pièce majeure de cet aménagement. Il est intégré au barrage en BCR entre l’évacuateur de crue et le bloc de prise d’eau usine (voir le plan BA-20-204).

Le bloc de barrage intégrant l’ouvrage de restitution est un profil poids réalisé en BCR avec un parement amont vertical et un parement aval incliné à 1 V / 0.85 H

Cet ouvrage de vidange est dimensionné de manière à assurer les débits requis pour la production d’énergie en aval (voir la Note de Calcul N° 10108 NDC 0400). La restitution des eaux de la rivière est assurée par trois pertuis de fond :

- deux pertuis de 7.0 m x 4.2 m calés à la cote 640.0 NGC

- un pertuis de 3.5 m x 2.0 m calé à la cote 643.5 NGC

4.1.2 Performance de l’ouvrage

Initialement, la retenue normale était calée à la cote 674.50 NGC, pour un réservoir de 7.0 km3, offrant ainsi une revanche de 3 m au-dessus du niveau des Plus Hautes Eaux. La retenue normale a par la suite été ramenée à la cote 672.70 NGC par la Maîtrise d’Ouvrage de manière à limiter les impacts environnementaux, importants dans la tranche haute du réservoir. La baisse du niveau de retenue normale se traduit par une diminution de l’ordre de 1.0 km3 de la capacité utile du réservoir.

Un modèle numérique complet de la rivière, de ses affluents et des différents barrages existants a été réalisé dans le cadre des études d’impact environnemental (EIE) en 2007 afin de simuler la gestion du réservoir de Lom Pangar sur les 30 dernières années (depuis Décembre 1970). Les résultats présentés ci-après ont été obtenus pour une retenue de 7 milliards de m3 et un débit réservé de 25 m3.

Les couples hauteur-débit obtenus pour les années particulièrement sèches ou humides ont été reportés sur la figure ci-après. Sur cette même figure, ont été tracées les capacités des différents ouvrages de régulation du débit à savoir l’évacuateur de crue et les 3 pertuis.



Figure 4-1 : Restitution des débits de régulation de Lom Pangar

Restitution des débits régulés (Chronique 1970-2003)

640

645

650

655

660

665

670

675

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Débit à restituer m3/s

Co

te d

u p

lan

d'e

au

m

1984 1980 1994 2000 1972 1987 1995 1989 1990

Le petit pertuis assure la restitution des débits inférieurs à 100 m3/s, et notamment du débit réservé (25 m3/s) avant la mise en service de l’usine ou lors des arrêts de celle-ci une fois mise en service. Les deux autres pertuis prennent le relais pour la gamme des débits supérieurs, jusqu’à près de 700 m3/s. Pour la tranche haute du réservoir, il est judicieux d’utiliser l’ouvrage d’évacuation des crues principal pour restituer les débits dans la tranche haute de la retenue.

Les deux pertuis principaux seront également utilisés comme ouvrage d’évacuation des crues (760 m3/s évacués sous la cote de RN) en complément de l’évacuateur principal. De même, cet ouvrage de restitution pourra être également avantageusement utilisé pour effectuer en saison des crues des chasses des apports solides piégés dans la retenue à proximité du barrage.

Hormis le débit turbiné par l’usine de pied (50 m3/s puis 100 m3/s dans une seconde phase), les débits restitués à l’aval le sont par l’intermédiaire de cuillères à saut de ski qui permettent une bonne oxygénation des eaux.



4.1.3 Description des pertuis

Chacun des deux pertuis blindés de 7.0 m x 4.2 m réalisés en BCV et calés à la cote 640 NGC est contrôlé par une vanne segment de réglage de 6.1 m x 4.2 m commandée par un vérin double effet depuis une cabine aménagée sur une plate forme à la cote 656.45 NGC.

De l’amont vers l’aval, les équipements des 2 grands pertuis sont les suivants :

- un entonnement de prise réalisé en BCV,

- un batardeau de section 7.0 m x 4.2 m composé de plusieurs éléments en acier manœuvrés par palonnier à partir de la crête à l’aide d’un portique circulant sur celle-ci,

- un tronçon de pertuis blindé de section 7.0 m x 4.2 m de 35 m de longueur,

- une vanne sous carter manœuvrable à l’aide d’un servomoteur. Cette vanne joue le rôle de vanne de garde de la vanne segment, elle permet de couper le débit en eaux vives grâce à un vérin hydraulique double effet. Elle est équipée d’un by-pass pour permettre l’égalisation des pressions amont-aval avant sa réouverture,

- un convergent blindé ramenant la section d’écoulement à 6.1 m x 4.2 m,

- une vanne segment de régulation,

- un élargissement brusque de la largeur en miroir (6.2 m au lieu de 4.2 m) au niveau de l’arrêt du blindage,

- une cuillère inclinée de 23° permettant le décoll age du jet et une restitution à l’aval loin du pied aval des ouvrages.

Ce dispositif de dissipation d’énergie permet une oxygénation des eaux restituées à l’aval.

Le tablier de la vanne segment peut être inspecté, lorsque celle-ci est relevée, par la plateforme l’entourant à la cote 648 NGC. Cette plate est accessible à l’aide d’une échelle à crinoline à partir de la plateforme à la cote 655.20 NGC.

Le petit pertuis (voir le détail sur le plan BA-20-411) est équipé de manière similaire.



4.1.4 Dispositions minimales pour la fermeture des pertuis provisoires

En phase de construction, les pertuis provisoires de dérivation doivent être fermés à la fin de la seconde phase des travaux pour permettre la mise en eau partielle de l’aménagement avec les apports de la saison humide de l’année 3 (voir chapitre 5 :’Phasage des travaux et contrôle des eaux’).

Il est impératif qu’à cette date les blindages des ouvrages de restitution soient installés et bétonnés pour permettre le passage des débits du Lom. Les vannes secteurs de réglage devront également être installées et manœuvrables pour assurer le contrôle des crues et le remplissage maîtrisé de la retenue.

Les dispositions minimales envisagées pour cette phase de travaux sont présentées dans le plan BA-20-414.

4.1.5 Pré-fosse d’érosion

Les pertuis étant équipés d’une cuillère à leur extrémité aval, une pré-fosse sera excavée sur une profondeur de 4 m à l’aval de l’ouvrage de restitution. Cette zone sera localisée à 15 mètres du pied aval de l’ouvrage. Sa largeur sera de l’ordre de 40 m et sa longueur de l’ordre de 20 m.

Les résultats du modèle réduit concernant l’évacuateur de crue et la fosse limite correspondante permettront lors des études d’exécution d’affiner la définition des pré-fosses des ouvrages de restitution.

4.2 Ouvrage de prise d’eau de l’usine

Plans BA 20-204, BA 20-431 et BA 20-432

4.2.1 Général

L’usine de pied du barrage de Lom Pangar sera réalisée en seconde phase, une fois le barrage achevé. Elle sera à terme équipée de 4 groupes d’une puissance nominale de 7.5 MW. Dans un premier temps, uniquement deux groupes seront installés. Les deux autres groupes seront mis en service ultérieurement en fonction de la demande.

Les travaux réalisés dans le cadre du barrage englobent les fouilles au rocher de l’usine, ainsi que les ouvrages de prise amont et les tronçons de conduite forcée à travers le corps du BCR. Ces dispositions permettent la réalisation de l’usine une fois le barrage achevé, sans interférer sur la gestion du réservoir. Le chantier de l’usine sera protégé et pourra être mis hors d’eau au moyen d’un batardeau aval s’appuyant sur les anciens murs de restitution des pertuis provisoires (voir plan BA 20 303).



Les blocs de barrage intégrant les ouvrages de prise est un profil poids réalisé en BCR avec un parement amont vertical et un parement aval incliné à 1V/0.85H

Dans la tranche normale d’exploitation, la puissance de chacun des quatre groupes de type Francis Vertical est de 7.5 MW pour un débit unitaire de 25 m3/s. Une fois les quatre groupes équipés, La puissance globale de la future usine de pied sera de 30 MW pour un débit nominal de 100 m3/s.

L’usine sera implantée en aval immédiat du massif BCR de prise d’eau.

4.2.2 Description de l’ouvrage de prise usinière

Le bloc prise d’eau de l’usine est composé de quatre conduites forcées enrobées de BCV au sein de l’ouvrage en BCR, et calés à la cote 646 NGC.

Le débit nominal de chaque prise s’élève à 25 m3/s.

Les 4 prises ont des dimensions et un équipement identique. Chaque pertuis comprend d’amont en aval :

- un entonnement amont de section carrée de 6 m ×6 m supportant une grille métallique amovible de section voisine et manœuvrable depuis la crête par un système de palonnier,

- un batardeau composé de plusieurs éléments en acier qui permet la coupure en eaux mortes. Les éléments de batardeaux sont manœuvrés de la crête à partir du portique desservant l’ensemble des ouvrages (prises d’eau, évacuateur vanné et ouvrage de régulation),

- une transition blindée carrée – rond assurant l’entonnement dans la conduite forcée,

- une conduite forcée de diamètre 2.5 m enrobée dans un massif en BCV au sein du massif BCR. Ce tronçon est connecté à la conduite forcée de l’usine (Voir Avant Projet Détaillé de l’Usine). Ce tronçon est équipé d’une vanne papillon équipé d’un servomoteur (simple effet) et d’un contrepoids permettant d’assurer la fermeture du réseau.

De même que pour les ouvrages de restitution, les prises d’eau devront être achevées lors de la fermeture des pertuis de dérivation provisoire.

Il est impératif qu’à cette date les conduites forcées soient bétonnés a travers le corps du massif BCR, et équipée d’un fond plein à leur extrémité aval.



4.3 Evacuateur de crues principal

Plans BA-20-421 à 424.

4.3.1 Général

L’évacuateur de crues principal est composé d’un seuil vanné comprenant 4 passes de 8.75 m de large, équipées de vannes segment. L’épaisseur des piles intermédiaires est de 3 m.

Le seuil de l’entonnement est calé à la cote 665.75 NGC. L’ouvrage a été dimensionné pour permettre d’évacuer un débit de pointe total de 2 500 m3/s (pertuis de restitution compris), sous la cote 673.8 NGC des PHE, ces conditions correspondant au laminage de la crue de Projet (crue décamillénale en conditions normales).

L’extrémité supérieure des vannes est calée à la cote 674.50 NGC. Deux des quatre vannes sont équipées d’un clapet de surface de 3.8 m de hauteur permettant le réglage fin du niveau du réservoir à la cote de Retenue Normale (672,70 NGC) en assurant l’évacuation des faibles débits.

La crête des piles est à la cote 677.55 NGC. La hauteur sur fondation du seuil, calée à la cote 665.75 NGC, est de 33.75 m et celle de la crête est de 45.55 m.

La restitution des débits dans le lit naturel du Lom est assurée par une cuillère en « saut de ski », permettant d’éloigner le jet du pied aval de l’évacuateur de crues et garantissant ainsi la protection des ouvrages contre les affouillements et les courants de retour.

En rive droite du massif BCR, un évacuateur de secours constitué d’une passe de 11 m de large équipée d’une hausse fusible apporte une sécurité additionnelle vis-à-vis de la protection du barrage contre les crues. Cette passe est constituée d’un seuil plat classique calé à la même cote que l’évacuateur de crue, i.e. à la cote 665.75 NGC, surmonté d’une hausse fusible de 5,95 m de hauteur.

4.3.2 Etude sur modèle réduit

L’évacuateur de crue à seuil libre ainsi que sa restitution par saut de ski seront étudiés à l’aide d’un modèle réduit qui permettra de valider les choix techniques proposés, d’affiner les formes des ouvrages (piles, angle de la cuillère, forme de la pré-fosse) et de définir avec précision les différentes dimensions caractéristiques du projet (dimensions et positions de la pré-fosse, rayon de la cuillère).



4.3.3 Description de l’ouvrage

4.3.3.1 Seuil déversant vanné

L’évacuateur de crue principal est constitué de quatre passes vannées de 8.75 de large sur 8.75 m de haut calées à la cote 665.75 NGC, dont deux sont équipés d’un clapet de surface de 3.8 m de haut permettant l’évacuation des crues faibles. Chaque clapet a une capacité d’évacuation de 40 m3/s sous la cote de retenue normale 672,70 NGC. Les piles séparant les passes ont 3 mètres d’épaisseur. Le point d’appui des tabliers de vannes-segment reposant sur le seuil par le biais d’un appareil d’appui, est en retrait de 5 m par rapport à l’axe du seuil.

Les vannes segments sont manœuvrées à l’aide d’un servomoteur double effet.

Chaque passe est obturable à l’aide d’un batardeau composé de quatre éléments en acier qui permet la coupure en eaux mortes. Les éléments de batardeaux sont manœuvrés depuis la crête à partir d’un portique desservant l’ensemble des ouvrages. Les rainures des batardeaux sont situées 2.50 m en amont de l’axe du seuil.

La forme du seuil est classiquement un profil Creager se raccordant ensuite à la pente du parement aval du barrage inclinée à 0.85 H/1V. A l’amont du seuil, le profil est circulaire, permettant d’assurer un entonnement correct des débits, avec une pelle de l’ordre de 2 m.

Le bloc évacuateur est composé de plots BCR. Les joints entre plots sont localisés au centre des passes. Les joints sont équipés de waterstops depuis le pied amont du parement jusqu’à l’extrémité de la cuillère du saut de ski.

Le seuil est réalisé en béton conventionnel, ancré au massif en BCR avec une épaisseur maximale de 5.5 m.

4.3.3.2 Coursier

A l’aval du seuil l’écoulement hydraulique se prolonge dans le coursier de l’évacuateur sur une longueur rectiligne d’environ 12 m, jusqu’à la cuillère aval de restitution. La largeur totale du coursier en de 47 m pour l’ensemble des 4 passes vannées.

En section courante, le coursier est constitué d’une dalle en BCV d’épaisseur minimale 1,20 m, ferraillée dans les deux directions. Les surfaces d’arrêts sont traitées comme de simples reprises de bétonnage sans joint waterstop, mais avec repiquage des surfaces. Le ferraillage de la dalle du coursier est constituée par une nappe de ferraillage HA 25 mm dans les deux sens.

La dalle en béton conventionnel du coursier est ancrée sur le parement aval réalisé en BCR incliné à la pente 0.85H/1V. Cette dalle pourra être réalisée ultérieurement en seconde phase, après achèvement du massif BCR. Des barres d’ancrages sont prévues pour assurer



la liaison entre la dalle du coursier et le corps du barrage. Les ancrages seront mis place en même temps que les levées de BCR.

4.3.3.3 Cuillère aval

L’ouvrage de restitution aval est constitué d’une cuillère en « saut de ski » formée par une surface cylindrique de 12 m de rayon. L’extrémité aval de la cuillère est inclinée de 31 degrés sur l’horizontale. Cette disposition permet d’éloigner la zone d’impact du jet du pied aval du barrage.

L’impact du jet en fond de vallée est situé à une distance minimale de 32 m par rapport à l’extrémité aval de la cuillère de restitution, permettant ainsi d’éviter le risque d’affouillement en pied de barrage.

Cette disposition par cuillère en « saut de ski » présente en outre l’avantage d’assurer une forte oxygénation des eaux restituées à l’aval, paramètre important pour la qualité des eaux.

4.3.3.4 Dispositif de drainage

Un système de drainage de l’interface béton classique / BCR sera mis en place sous le seuil et la cuillère afin d’éviter toute sous-pressions qui pourrait compromettre la stabilité de l’ouvrage.

Ce système de drainage est constitué par un réseau de demi-buses de diamètre 300 mm mises en place au niveau du contact entre les deux bétons (BCV et BCR). Les fuites collectées au niveau du seuil sont récupérées dans le voile de drainage interne du massif BCR, puis récupérées dans la galerie de pied amont. Les fuites collectées au niveau de la cuillère pourront être directement évacuée sur le parement aval de l’ouvrage.

4.3.3.5 Pré-fosse d’érosion

L’affouillement maximum dans la zone d’impact du jet, estimé à partir de l’hypothèse de la fosse « limite » correspondant à une fondation érodable, varie de 27 m de profondeur pour une crue de période de retour inférieure à 100 ans (fond de fouille à la cote 607 NGC environ), à 29 m de profondeur dans le cas de la crue de projet décamillénale (fond de la fosse à la cote 605). L’estimation détaillée du dimensionnement de la fosse limite est présentée dans la note de calcul N°10108-NDC-0400.

Pour les crues extrêmes, la fosse limite d’érosion située à environ 30-35 m de la structure de sortie ne met pas en cause la stabilité du pied aval.

Une pré-fosse sera excavée sur une profondeur de 6 m à l’aval du pied du barrage. Cette zone sera localisée à 30 mètre du pied aval de l’ouvrage. Sa largeur sera de l’ordre de 50 m et sa longueur de l’ordre de 20 m.



4.3.3.6 Traitement des joints interplots

Les joints du massif BCR situés dans l’emprise de l’évacuateur vanné sont localisés au milieu des passes.

Ces joints devront être prolongés à travers le béton conventionnel mis en place dans le seuil, la dalle du coursier et la cuillère. Ils seront équipés de waterstop de 350 mm de largeur et d’un système de drainage permettant d’éviter toute apparition des sous pressions dans le corps du barrage.

Le joint Waterstop du parement amont du barrage sera retourné le long du seuil, de la dalle du coursier, et dans la cuillère avant de se retourner sur le parement aval du barrage.

4.3.3.7 Piles de l’évacuateur

Les piles de l’évacuateur sont réalisées en BCV. Leur épaisseur est de 3 mètres et leur longueur dans le sens amont-aval est de 19.7 mètres.

Les éléments d’appui des axes des vannes segment sont des consoles courtes solidaires de la pile. Les équipements oléo-mécaniques (bacs à huile, commandes,…) des vannes sont logés dans un local à la cote 677.55 NGC, aménagé dans l’épaisseur de la pile. L’accès à cette chambre se fait directement par la crête du barrage.

Les rainures des batardeaux sont entièrement situées à l’aval de l’arrondi du bord d’attaque des piles qui assurent dans le même temps la convergence des débits vers l’entrée du coursier. Chacune des quatre piles est équipée d’appareils d’appuis du pont sur le seuil. Ces appareils d’appui en néoprène sont installés à 676.55 NGC.

4.3.4 Performances de l’évacuateur vanné

Lors du passage de crues importantes, les vannes de l’évacuateur peuvent être entièrement relevées jusqu’à la cote 674.55 NGC à l’aide de servomoteurs double effet. L’écoulement se fait donc sur le seuil libre en béton situé à la cote 665.75 NGC.

Dans ces conditions et compte tenu de l’utilisation des pertuis de restitution et de l’amortissement offert par la retenue, les 3 475 m3/s de la crue de projet décamillénale sont laminés à hauteur de 2 500 m3/s, évacués sous le niveau des Plus Hautes Eaux (PHE) à la cote 673.8 NGC (RN + 1.1 m) laissant ainsi une revanche de 3.7 m sous la crête du barrage. La vitesse d’approche des courants est de l’ordre de 7.5 m/s dans le cas de la crue décamillénale.

En cas de défaillance d’une vanne de surface la crue de projet serait laminée à 2 700 m3/s sous le niveau des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles (PHEE) de 674.3 NGC (RN + 1.6 m) laissant une revanche encore suffisante de 3.4 m sous la crête. En supposant l’ensemble des équipements hydromécaniques fonctionnels en cas d’occurrence de la CMP



(Q= 4 140 m3/s), le niveau maximal théorique dans la retenue atteindrait la cote 674.5 NGC, offrant ainsi une revanche de 3 m, et le débit laminé s’élèverait à 3 200 m3/s. Pour ces conditions extrêmes, la hausse fusible équipant l’évacuateur de secours aura basculé.

L’ouvrage pourra également être judicieusement utilisé comme ouvrage de restitution des débits de régularisation, dans la tranche haute de la retenue, assurant ainsi une meilleure aération et par conséquent une meilleure qualité pour l’eau restituée à l’aval. Il en est de même pour les deux clapets déversants.

Table 4-1 : Laminage – Synthèse des résultats en conditions normales

(4 vannes + 3 pertuis + Passe supplémentaire)

Période de retour

Débit de pointe entrant

Débit de pointe total laminé

Débit max de la passe

supplémentaire

Cote maximale atteinte

[années] [m3/s] [m3/s] [m3/s] [mNGC]

100 1 580 1 580 0 672.70

1 000 2 425 2 173 1 672.81

10 000 3 475 2 504 26 673.81

CMP 4 140 3 224 516 674.54

CMA 5 790 4 123 708 676.60

CMP : Crue Maximale Probable / CMA : Crue Maximale Admissible

Table 4-2 : Laminage – Synthèse des résultats en conditions exceptionnelles

(3 vannes + 3 pertuis + Passe supplémentaire)

Période de retour

Débit de pointe entrant

Débit de pointe total laminé

Débit max de la passe

supplémentaire

Cote maximale atteinte

[années] [m3/s] [m3/s] [m3/s] [mNGC]

100 1 580 1 580 0 672.70

1 000 2 425 1 929 7 673.15

10 000 3 475 2 700 498 674.33

CMP 4 140 2 993 575 675.19



4.4 Evacuateur de secours

La jonction entre le barrage en BCR et le mur de soutènement en rive droite se fait par l’intermédiaire d’un plot en BCR monté d’une passe déversante supplémentaire de 11 m de large. Cette dernière consiste en un seuil plat classique calé au même niveau que celui de l’évacuateur vanné, c’est à dire à la cote 665.75 NGC, monté d’une hausse fusible, en butée à l’extrémité du parement aval.

La vocation principale de la hausse fusible est de garantir en toute circonstance la sécurité de l’aménagement vis à vis du risque de submersion. Son basculement n’intervient en effet que pour des niveaux du réservoir supérieurs à la cote 674.00 NGC, correspondant à de graves disfonctionnements dans la manœuvre des vannes de l’évacuateur ou des pertuis de fond, associés à des périodes de retour élevées.

En cas de surélévation du niveau de la retenue amont au dessus de la cote de RN 672.7 NGC, une lame d’eau déversante se forme au dessus de la hausse fusible. Les débits ainsi évacués sont canalisés sur le parement aval du barrage, réalisé en marches d’escalier de 60 cm de hauteur. Ce dispositif permet de dissiper l’énergie de la lame d’eau tout en assurant son aération. Au pied aval du barrage, la protection de la fondation rocheuse contre le risque d’érosion est assurée par une dalle en béton armé de 1 m d’épaisseur et 10 m de longueur, ancrée au rocher.



4.5 Ouvrage de dérivation provisoire

Plans BA-20-204, BA-20-304 et BA-20-441

4.5.1 Description

La dérivation provisoire est assurée par un ouvrage en béton conventionnel, constitué de cinq pertuis de fond implantés en rive gauche, offrant chacun une section rectangulaire de 6.0 m de large et de 9.0 m de haut pour assurer le passage des écoulements hydrauliques à travers le corps du barrage. Le niveau du radier des pertuis est calé à la cote 634. L’ouvrage est dimensionné pour pouvoir reprendre le poids du barrage en BCR le surmontant.

Les 3 pertuis situés du coté rive droite de l’ouvrage présente une longueur de 40 m environ, correspondant à l’emprise du barrage poids en BCR. Les deux pertuis situés du coté gauche de l’ouvrage ont été prolongés vers l’aval pour se raccorder à la risberme à la cote 646 NGC aménagée dans le talus de la digue en remblais. Cette disposition permet de garantir en toute circonstance un accès par véhicule aux ouvrages de restitution.

Les pertuis de dérivations sont associés à des murs de soutènement, amont et aval, assurant d’une part l’entonnement et la restitution des débits du Lom dans le lit naturel, et d’autre part l’appui des batardeaux provisoires en remblais réalisés pour la protection du chantier.

Ces pertuis, associés à des batardeaux amont et aval, calés respectivement aux cotes 645 et 643 NGC assurent une protection du chantier en phase 2 des travaux contre une crue de 50 ans de période de retour (Q = 1 460 m3/s) avec une revanche de 1 m.

A l’amont des pertuis, des rainures équipées de rails sont aménagées dans les piles pour assurer la descente de batardeaux métalliques avec galets destinés à couper le débit du Lom en saison humide, et permettre ainsi la mise en eau anticipée de l’aménagement (Phase 3 des travaux).

En phase finale, les pertuis de dérivation provisoire seront obturés par du béton conventionnel.

Le pertuis en rive gauche sera aménagé en accès principal à la galerie de drainage du barrage en BCR.

4.5.2 Performances

Les performances des pertuis provisoires ont été étudiées dans la note de calcul N°10108 NDC 300. Ces performances sont synthétisés dans la Figure 4-2 et la Figure 4-3.



Figure 4-2 : Performance des pertuis de dérivation – Niveau d’eau amont

634

635

636

637

638

639

640

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643

644

645

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647

648

649

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1 000 1 100 1 200 1 300 1 400 1 500 1 600 1 700 1 800 1 900 2 000

Débit [m3/s]

Niv

eau

d'e

au

[m

NG

C]

Figure 4-3 : Performance des pertuis de dérivation – Niveau d’eau aval

Cote minimale du batardeau amont

Q = 1460 m3/s

(T = 50 ans)

Cote minimale des murs guideau à l’aval

Q = 1460 m3/s

(T = 50 ans)



4.6 Plots non déversant en partie centrale du barrage

Plan BA-20-204

Ce plot, long de 16 m, permet d’effectuer la jonction entre l’ouvrage de restitution et l’ouvrage de prise d’eau usine. Le profil du plot est triangulaire avec un parement aval incliné à 0.85H/1V. L’accès au bloc ouvrage de restitution se fait par une plateforme située à la cote 655.20 NGC.

4.7 Les murs de soutènement des ailes en rive

Plans BA-20-204, 451 et 452

Aux extrémités du barrage en BCR, implanté en fond de vallée, deux ouvrages poids font office de mur de soutènement de digues en remblai permettant la fermeture de la retenue en rives. Ces murs de soutènement sont fondés à la cote 632 NGC.

Ces murs de soutènements permettent d’assurer les appuis des digues de transition sur chacune des rives. Leur profil amont aval qui suit le profil de la digue de transition au contact a un parement extérieur vertical (coté fond de vallée) et intérieur à 0.4H/1V (coté rive).

Les murs de soutènement seront réalisés en BCR. Les parements verticaux situés à l’amont et à l’aval du barrage, et qui constituent des surface d’ouvrage visibles seront réalisés en BCR enrichi en coulis. De même, la surface de ces murs en contact dans le noyau est réalisée en BCR enrichi en coulis sur 50 centimètres d’épaisseur. Enfin, une zone de 50 cm d’épaisseur de GERCC sera réalisée dans le sens rive à rive dans chaque couche de BCR. Cette disposition a pour but de garantir la continuité de l’étanchéité des ouvrages entre le parement vertical amont du massif BCR et le parement constituant la surface de contact avec le noyau des digues.

La montée de ces murs de soutènements suivra celle du barrage central en BCR.

La galerie de pied amont du barrage poids BCR sera prolongée dans le corps des murs de soutènement afin de permettre l’exécution des travaux d’injection et de drainage dans l’emprise de ces ouvrages.



4.8 Equipements hydromécaniques des ouvrages

4.8.1 Evacuateur de crue

4.8.1.1 Général

L’équipement du bloc évacuateur est le suivant :

- Deux vannes segment de surface avec clapet,

- Deux vannes segment de surface sans clapet,

- Un batardeau amont constitué de 5 éléments

- Des équipements de mesure de niveau (instruments de Classe 01),

- Un équipement de manutention des batardeaux.

4.8.1.2 Vannes segment de surface

L’évacuateur de crue est équipé de quatre vannes : deux vannes segment de surface avec clapet et deux vannes segment de surface sans clapet. Le rôle du clapet et de contrôler les débits passant par la vanne segment hors crue, et donc le niveau du barrage.

La commande des vannes segment est assurée par deux vérins et servomoteurs double effet. La commande du clapet est assurée par deux vérins et servomoteurs simple effet. Les vannes segment, constituées de deux paires de bras, ferment sous leur propre poids.

De façon conservative, les vannes sont dimensionnées pour une cote du plan d’eau amont fixée à 674.50 NGC, correspondant à l’enveloppe maximale du niveau des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles calculés en cas d’occurrence de crues extrêmes, associé à une défaillance partielle des équipements hydromécaniques.

Cette disposition permet à terme, et si tel est le souhait de la Maîtrise d’Ouvrage, d’envisager une gestion du réservoir à des cotes supérieures, avec une retenue, pouvant varier dans la plage de 672.70 à 674.50 NGC.

Les caractéristiques de l’ensemble des équipements hydromécaniques ont été définis dans optique de ne pas compromettre la possibilité à moyen ou long terme d’une gestion du réservoir correspondant à une capacité maximale de 7.0 km3.



Les caractéristiques des vannes segment à clapet sont les suivantes :

Nombre de vannes : 2 Hauteur totale du pertuis à obturer : 8.75 m Largeur du pertuis à obturer : 8.75 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Cote du seuil : 665.75 NGC Hauteur du clapet sur la vanne : 3.8 m Angle des bras de la vanne avec leur point d’ancrage : 20° Poids des parties mobiles de la vanne : 25 t Poids des parties fixes de la vanne : 5 t Poids des parties mobiles du clapet : 8 t Poids des parties fixes du clapet : 2 t

Les caractéristiques des vannes segment sans clapet sont les suivantes :

Nombre de vannes : 2 Hauteur totale du pertuis à obturer : 8.75 m Largeur du pertuis à obturer : 8.75 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Cote du seuil : 665.75 NGC Angle des bras de la vanne avec leur point d’ancrage : 20° Poids des parties mobiles : 25 t Poids des parties fixes : 5 t

4.8.1.3 Batardeau

Le batardeau a pour but de permettre la maintenance d’une des vannes segment du barrage. La manœuvre de ce dernier a lieu en eaux mortes par l’intermédiaire d’un pont roulant. Le batardeau est dimensionné pour le niveau des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles.

Nombre de batardeaux : 1 Hauteur totale du pertuis à obturer : 8.75 m Largeur du pertuis à obturer : 8.75 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Cote du seuil : 665.75 NGC Nombre d’éléments : 5 Poids des parties mobiles d’un élément : 7.5 t Poids des parties fixes : 5 t

Les éléments du batardeau sont manœuvrés à l’aide du portique roulant équipant la crête.



4.8.2 Pertuis de restitution

4.8.2.1 Général

Les équipements des ouvrages de restitution sont les suivants :

- Deux vannes segment de réglage de section 6.1 m x 4.2 m équipant les deux pertuis de fond de section 7.0 m x 4.2 m,

- Une vanne segment de réglage de section 3.2 m x 2.0 m équipant le pertuis de fond de section 3.5 m x 2.0 m,

- Deux vannes sous carter de section 7.0 m x 4.2 m,

- Une vanne sous carter de section 3.5 m x 2.0 m,

- Un batardeau de section 7.0 m x 4.2 m,

- Un batardeau de section 3.5 m x 2.0 m,

- Des équipements de mesure du débit (instrument de Classe 01),

- Un équipement de manutention des batardeaux.

4.8.2.2 Vannes segment de réglage

Les ouvrages de restitution sont de deux types distincts :

- deux ‘grands’ pertuis de section 7.0 m x 4.2 m,

- un ‘petit’ pertuis de section 3.5 m x 2.0 m.

Les débits dans les ‘grands’ pertuis sont contrôlés à l’aval, par une vanne segment de réglage (6.1 m x 4.2 m) manœuvrable depuis une cabine aménagée sur le parement aval de l’ouvrage en BCR. La commande des vannes segment est assurée par deux vérins et servomoteurs double effet.

Les caractéristiques des vannes segment équipant les deux grands pertuis sont les suivantes :

Nombre de vannes : 2 Hauteur totale du pertuis à obturer : 7.00 m Largeur du pertuis à obturer : 4.20 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Angle des bras de la vanne avec leur point d’ancrage : 55° Poids des parties mobiles de la vanne : 28 t Poids des parties fixes de la vanne : 6.5 t



Les caractéristiques de la vanne segment équipant le petit pertuis sont les suivantes :

Nombre de vannes : 1 Hauteur totale du pertuis à obturer : 3.50 m Largeur du pertuis à obturer : 2.00 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Angle des bras de la vanne avec leur point d’ancrage : 45° Poids des parties mobiles de la vanne : 8 t Poids des parties fixes de la vanne : 3 t

4.8.2.3 Batardeaux

Des batardeaux sont prévus afin d’obturer l’entrée des pertuis. Ils sont dimensionnés pour le niveau des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles. Ils sont manœuvrés en eaux mortes.

Les caractéristiques du batardeau pouvant équiper les deux grands pertuis sont les suivantes :

Nombre de batardeaux : 1 Hauteur totale du pertuis à obturer : 7.00 m Largeur du pertuis à obturer : 4.20 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Nombre d’éléments : 3 Poids des parties mobiles par élément : 7.5 t Poids des parties fixes : 1 t

Les caractéristiques du batardeau équipant le petit pertuis sont les suivantes :

Nombre de batardeaux : 1 Hauteur totale du pertuis à obturer : 3.50 m Largeur du pertuis à obturer : 2.00 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Nombre d’éléments : 2 Poids des parties mobiles par élément : 2.2 t Poids des parties fixes : 1 t

Les batardeaux sont manœuvrés par l’intermédiaire des brimbales à l’aide du portique desservant la crête.

4.8.2.4 Vannes sous carter

Chacun des pertuis est équipé d’une vanne sous carter manœuvrable à l’aide d’un servomoteur simple effet. Cette vanne joue le rôle de vanne de garde de la vanne segment : elle permet de couper le débit en eaux vives sous son poids propre autorisant ainsi l’intervention sur la vanne segment à l’aval. Ces vannes sont équipées de lest et sont sans clapet.



Ces vannes sont dimensionnées pour le niveau des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles. Les caractéristiques des vannes équipant les deux grands pertuis sont les suivantes :

Nombre de vannes : 2 Hauteur totale du pertuis à obturer : 7.00 m Largeur du pertuis à obturer : 4.20 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Débit coupé : 439 m3/s Poids des parties mobiles par vanne : 33 t Poids des parties fixes par vanne : 6 t

Les caractéristiques de la vanne sous carter équipant le petit pertuis sont les suivantes :

Nombre de vannes : 1 Hauteur totale du pertuis à obturer : 3.50 m Largeur du pertuis à obturer : 2.00 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Débit coupé : 100 m3/s Poids des parties mobiles par vanne : 11.5 t Poids des parties fixes par vanne : 2 t



4.8.3 Prises d’eau usinière

4.8.3.1 Général

L’équipement du bloc de prise usine est le suivant :

- Deux batardeaux de section identique,

- Quatre grilles amovibles,

- Des équipements de mesure du débit (instrument de Classe 01),

- Un équipement de manutention des batardeaux et des grilles.

4.8.3.2 Batardeaux

Deux batardeaux sont prévus pour l’obturation des entonnements des prises amont. Ils sont dimensionnés pour le niveau des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles. Leurs caractéristiques sont les suivantes :

Nombre de batardeaux : 2 Hauteur totale du pertuis à obturer : 3.00 m Largeur du pertuis à obturer : 4.00 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Nombre d’éléments : 2 Poids des parties mobiles : 4.5 t Poids des parties fixes : 2 t

Les batardeaux sont manœuvrables depuis la crête à l’aide du portique par l’intermédiaire de brimbales.

4.8.3.3 Grilles

Des grilles sont prévues à la prise d’eau de la centrale électrique. La fonction des grilles est d’arrêter les corps flottants à l’entrée du conduit menant aux turbines Francis. L’écartement des barreaux est dimensionné en tenant compte du type de turbine à protéger.



Les grilles sont dimensionnées pour le niveau des Plus Hautes Eaux Exceptionnelles. A cette cote, les grilles devront assurer leur fonction de filtration. Les caractéristiques des grilles équipant les prises d’eau sont les suivantes :

Nombre de grilles : 4 Hauteur totale du pertuis à filtrer : 3.00 m Largeur du pertuis à filtrer : 4.00 m Cote normale du plan d’eau amont : 672.70 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 674.54 NGC Nombre d’éléments : 2 Poids des parties mobiles : 6.8 t Poids des parties fixes : 3.4 t

Les entrecroises sont en forme de peigne horizontal et soigneusement soudées à l’aval des barreaux afin d’éviter les risques de tourbillons. Les grilles sont amovibles et manœuvrables depuis la crête à l’aide du portique roulant par un système de palonnier.

Les autres équipements du bloc prise d’eau de l’usine sont traités dans l’Avant Projet Détaillé de l’Usine.

4.8.4 Batardeaux des pertuis de dérivation provisoire

Des batardeaux sont prévus pour la phase de fermeture des pertuis de dérivation à la fin de la phase 2 des travaux.

Le batardeau installé dans le pertuis coté rive droite, sous la prise usinière sera dimensionné pour couper en eaux calmes, avec une pression hydraulique différentielle inférieure ou égale à 50 cm.

Les batardeaux des 4 autres pertuis seront dimensionnés pour pourvoir couper les débits du Lom en eaux vives, avec une pression hydraulique différentielle maximale de 20 m. Ils devront résister à une pression hydraulique amont maximale correspondant à un plan d’eau du réservoir à la cote 665,00 NGC. Leurs caractéristiques sont les suivantes :

�� Batardeau pour coupure en eaux calmes

Nombre de batardeaux : 1 Hauteur totale du pertuis à obturer : 9.00 m Largeur du pertuis à obturer : 6.00 m Cote normale du plan d’eau amont : 660.00 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 665.00 NGC Débit coupé : 100 m3/s Poids des parties mobiles par vanne : 60 t Poids des parties fixes par vanne : 12 t



�� Batardeaux pour coupure en eaux vives

Nombre de batardeaux : 4 Hauteur totale du pertuis à obturer : 9.00 m Largeur du pertuis à obturer : 6.00 m Cote normale du plan d’eau amont : 660.00 NGC Cote exceptionnelle du plan d’eau amont : 665.00 NGC Débit coupé : 800 m3/s Poids des parties mobiles par vanne : 60 t Poids des parties fixes par vanne : 12 t



5 DIGUES EN REMBLAI EN RIVES

Plans BA-20-203, BA-20-501 à 505

5.1 Général

La fermeture de la vallée est assurée par des digues en remblais se raccordant de chaque coté de l’ouvrage central en BCR par une digue de transition en enrochement qui s’appuyant sur les murs de soutènement en BCR. La coupe type de ces murs en BCR présente un profil incliné avec une pente de 0.4H/1V, assurant la stabilité de l’ouvrage en toute condition.

En fond de vallée, la hauteur maximale de la digue de transition mixte en enrochements est de 45.5 m. Elle est fondée directement sur le toit du substratum rocheux, aux encirons de la cote 634 NGC.

La longueur de la digue de transition est d’environ 75 m sur chaque rive.

Les digues en remblais latéritiques fermant la vallée sont fondées sur le terrain naturel décapé de 0.5 ou 1 mètre, composé d’une couche supérieure de latosols dont l’épaisseur peut varier de 3 à 8 m. Les pentes des rives sont douces et conduisent ainsi à des longueurs importantes d’ouvrage, de l’ordre de 445 m en rive droite et 515 m en rive gauche en crête. Au contact avec la digue de transition, la hauteur maximale de la digue en remblai est de 35.5 m.

En rive gauche, le pied aval des digues en enrochements et en remblai se prolongent par une plate-forme à la cote 646 NGC sur laquelle sont implantés les ouvrages suivants :

- Route d’accès à la cote 646 NGC dans le prolongement du remblai de transition. Le remblai correspond à cet ouvrage sera réalisé en enrochement,

- Plate forme à la cote 646 NGC sur laquelle les locaux électriques et le poste 90 kV sera installé (voir APD de l’Usine et du Poste). Le remblai correspond à cet ouvrage sera réalisé en remblai latéritique. Ce remblai sera réalisé sur une couche de filtre de 60 cm. Une partie de ces remblais sont bloqués par le retour en L du mur de soutènement.

Le volume total des remblais à mettre en place est d’environ 2.5 millions de m3 dont 1.4 millions de m3 de matériau latéritiques, 800 000 m3 d’enrochements et 300 000 m3 de matériaux concassés.



5.2 Digues en remblai latéritique

5.2.1 Implantation

Plan BA-20-203

L’implantation des digues en terre est rectiligne dans le prolongement de l’axe du barrage poids central en BCR. D’une longueur rectiligne en crête de 445 m en rive droite et 515 m en rive gauche, les ouvrages sont fondés sur des formations résiduelles meubles latéritiques sur les premiers mètres, décapées sur 50 cm d’épaisseur en amont et de 1 m d’épaisseur en aval. L’épaisseur de la couche de fondation meuble sous l’emprise des digues varie entre 12 et 60 m.

Les faibles caractéristiques géotechniques de l’ensemble de ces matériaux (fondation et matériaux d’emprunt) ont conditionné la stabilité de l’ouvrage.

Les profils adoptés sont les suivants :

- Le talus du parement amont est de 3.5H/1V sous la cote de 674.5 NGC puis raidi à 2H/1V au-dessus.

- Le talus aval, une pente constante de 3H/1V est adoptée.

5.2.2 Coupe-type

Plans BA-20-501 et BA-20-502

La coupe type retenue correspond à un barrage classique en remblai à noyau central en argile et en recharge en tout venant.

Seuls les matériaux latéritiques les plus plastiques présents dans les zones d’emprunt seront mis en œuvre dans le noyau étanche de la digue.

Les matériaux des recharges seront constitués de matériaux latéritiques tout venant. En particulier, les graves latéritiques, présentes majoritairement dans les horizons inférieurs, pourront avantageusement être utilisées dans les recharges de la digue.

Cette conception de la digue en remblais, constituée d’un noyau argileux plastique, et de recharges latéritiques en matériaux tout venant, apporte une grande souplesse au chantier, en permettant d’adapter au mieux la mise place des remblais de la digue au type de matériaux découverts au fur et à mesure de l’exploitation des emprunts.



5.2.2.1 Protection amont

La protection du parement amont de la digue contre l’action des vagues et de l’érosion dans la tranche d’exploitation de la retenue est assurée par une couche d’enrochements (ou rip-rap) de 1,80 m d’épaisseur posé sur un coussin de 0.80 m. Une couche intermédiaire de 0.70 m d’épaisseur de matériau de transition assure la continuité granulométrique entre les le coussin du parement et les remblais de la recharge. Cette protection s’étend de la crête à la cote 677.55 NGC à la cote 644 NGC.

Au dessous de la cote 644 NGC, la protection du parement amont est assurée par le coussin.

Le dimensionnement des blocs du matériau de protection du parement amont fait l’objet d’une note de calcul spécifique (N° 10108-NDC-1000) .

5.2.2.2 Recharge amont

Les recharges amont seront réalisées en tout venant latéritique utilisé dans les recharges, présent en grande quantité dans les zones d’emprunts à proximité du site (voir le chapitre géologie et géotechnique).

Les matériaux constitués de graves latéritiques, présents majoritairement dans les horizons inférieurs seront mis en place en priorité dans les recharges de la digue. En fonction des conditions réelles rencontrées lors de l’exploitation en grand des zones d’emprunt, les matériaux latéritiques argileux pourront également être utilisés dans les recharges.

La recharge amont sera remblayée sur le Terrain Naturel décapé de 0.5 m. Le remblai sera mis par couches dont l’épaisseur sera de l’ordre de 30 cm.

5.2.2.3 Noyau central

Le noyau central est l’organe d’étanchéité du barrage en terre. Le noyau sera réalisé à partir d’un matériau argileux, mis en place à l’Optimum Proctor, de manière à lui conférer une excellente imperméabilité et une bonne plasticité afin de pouvoir s’adapter aux déformations de l’ouvrage susceptibles de se produire à long terme. L’excédent de ce matériau argileux pourra être utilisé dans la recharge amont de la digue. Les pentes amont et aval du noyau central sont de 0.25H/1V. La crête du noyau est calée à la cote 674.70 NGC, soit 0.4 m au-dessus du niveau des PHEE. Sa largeur en tête est de 4 m afin de garantir une mise en place aisée des matériaux argileux en phase de construction.

Un système de clé est prévu en niveau du fond de fouille du noyau, afin de recouper les niveaux superficiels d’encroutement ou de carapace latéritique présent dans la fondation naturelle. Cette clé est constituée par une tranchée de 3 m de profondeur, avec des talus pentés à 1.5H/1V. La profondeur de la tranchée pourra être adaptée en fonction des conditions réelles rencontrées en phase de travaux. La largeur maximale du noyau en fond de fouille est de l’ordre de 28 m pour une hauteur de remblai de 35 m de hauteur.



5.2.2.4 Filtre cheminée

Un filtre cheminé vertical de 3.0 mètres d'épaisseur destiné à collecter les eaux qui percoleraient à travers le noyau, notamment en cas de fissuration de celui-ci est mis en au contact de la face aval du noyau. Ce filtre a été largement dimensionné pour permettre la collecte de l'ensemble des débits de fuite à travers le noyau de la digue, et garantir la continuité de l’organe filtrant même en cas de séisme.

Au pied du filtre cheminé, un cordon drainant longitudinal assure la collecte de l’ensemble des débits de fuite intercepté par le matériau filtrant. Des cordons drainant transversaux implantés sous la recharge aval, assurent le transfert et l’exutoire des débits jusqu’au pied aval de la digue.

La définition des fuseaux granulométriques des filtres et drain a fait l’objet d’une note de calcul spécifique (N° 10108-NDC-1000).

5.2.2.5 Recharge aval

Les recharges aval seront réalisées en tout venant latéritique, présent en grande quantité dans les zones d’emprunts à proximité du site (voir le chapitre géologie et géotechnique). De même que pour la recharge amont, les graves latéritiques seront utilisées en priorité, mais pourront être remplacées par des matériaux latéritiques argileux en fonction des conditions réelles rencontrées lors de l’exploitation en grand des zones d’emprunt.

Le terrain naturel sera décapé sur 1 m d’épaisseur. Sur le fond de fouille, une couche de 60 cm de filtre sera placée avant tout remblai. La recharge aval sera ensuite remblayée sur ce tapis filtrant par couches dont l’épaisseur sera de l’ordre de 30 cm.

5.2.2.6 Protection du talus aval

Le parement aval de la digue est protégé contre les intempéries et l’action des eaux de ruissellement par une couche de 80 cm d’épaisseur constituée de petits enrochements.

Le pied aval de la digue est constitué par une bèche en « V », d’une largeur de l’ordre de 12 m en tête, et d’une profondeur maximale de 3 m. Cette bèche, remplie de petits enrochements, assure la collecte l’ensemble des débits provenant des eaux de ruissellement et des infiltrations interceptée par le dispositif de filtre et drains filtrant.

5.2.3 Fuseaux granulométriques des matériaux

Les différents matériaux composant la digue en remblai latéritique devront s’inscrire dans les fuseaux granulométriques illustrés en Figure 4-4 et Figure 4-5. La définition de ces fuseaux granulométriques fait l’objet d’une note de calcul spécifique (N° 10108-NDC-1000).



Figure 4-4 : Fuseaux granulométriques – Noyau, Filtre et Recharge

Digues en remblais latéritiques

Fuseaux Granulométriques Noyau (N), Filtre (F) et Recharge latéritique (R)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1 10 100 1000Diamètre des particules [mm]

% d

'élé

me

nts

pa

ss

an

t

R

N

F

Figure 4-5 : Fuseaux granulométriques – Recharge, Transition / Protection aval, Rip-rap et Coussin

Digues en remblais latéritiques

Fuseaux Granulométriques Rip-Rap (E1R), Coussin (CR), Transition (T) et Protection Aval (E2),

Recharge latéritique (R)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1 10 100 1000 10000


% d

'élé

me

nts

pa

ssa

nt

E1R

T/E2

RCR



5.3 Digues de transition

Plans BA-20-203, 504 et 505

5.3.1 Implantation et profil

Les digues de transition ont un profil variable qui passe d’un barrage en enrochement de pente 1.7 H/1V à un barrage en remblai de pente amont de 3.5 H/1V et de pente aval 3H/1V.

La cote de la crête des digues de transition est identique à celle des ouvrages en terre et par conséquent la hauteur des digues est constante et égale à 45.5 m.

La digue de transition est fondée sur le toit du substratum fracturé à la cote 634 NGC. En rive gauche, la digue de transition s’étend sur 76 m à partir du mur de soutènement, en rive droite, sur 78 m.

5.3.2 Coupe-type

Plan BA-20-504

La coupe type retenue correspond à une digue à noyau central argileux avec recharge en enrochement.

Pour assurer le raccordement en rives avec la digue en remblais latéritiques, les pentes des talus de la digue de transition passent progressivement de 1.7 H/1V au niveau des murs de soutènement en BCR, à 3.5 H/1V amont et 3H/1V au contact avec la digue en remblais latéritiques.

Cette coupe-type pour l’ouvrage de transition permet de simplifier les travaux de mise en place des remblais, par rapport à une variante de digue passant progressivement d’un profil Enrochement/Terre à un profil tout remblai, qui imposerait un zonage délicat, avec des sections variables de matériaux par levée.

5.3.2.1 Recharge amont

La recharge amont de transition est entièrement constituée d’enrochements, mis en place par couches successives de 60 cm. Les pentes globales extérieures varient progressivement de 1.7H/1V à 3.5H/1V.

La transition entre les enrochements de la recharge et les matériaux argileux du noyau est assurée par un tri-couche constitué d’une transition, d’un drain et d’un filtre de 2,00 m d’épaisseur chacun, mis en place au niveau de la face amont du noyau.



Au droit de la jonction avec la digue latérale en remblais latéritiques, la transition et le drain se retournent contre la recharge amont constituée de latérites tout venant, afin d’assurer une transition granulométrique correcte entre les matériaux. L’épaisseur de chacune des couches est portée à 4 mètres dans cette zone sensible de l’ouvrage afin d’assurer en toute circonstance la sécurité du barrage.

5.3.2.2 Noyau central

Le noyau est similaire à celui de la digue en remblais latéritiques. Le noyau central est l’organe d’étanchéité du barrage. Le noyau sera réalisé à partir d’un matériau argileux, mis en place à l’Optimum Proctor, de manière à lui conférer une excellente imperméabilité et une bonne plasticité afin de pouvoir s’adapter aux déformations de l’ouvrage susceptibles de se produire à long terme. Les pentes amont et aval du noyau central sont de 0.25H/1V. La crête du noyau est calée à la cote 674.7 NGC, soit 0.4 m au-dessus du niveau des PHEE. Sa largeur en tête à la cote 674.7 NGC est de 2 m.

Dans le cas d’un rocher sain, le noyau sera posé sur le sur le fond de fouille rocheux de la digue en transition à la cote 634 NGC environ.

Dans le cas d’un rocher altéré ou fissuré, un système de clé dans le roc fracturé jusqu’au roc sain est prévu de manière à encastrer le noyau et le filtre aval. Cette clé est constituée par une tranchée de 3 m de profondeur, avec des talus pentés à 1.5H/1V. La profondeur de la tranchée pourra être adaptée en fonction des conditions réelles rencontrées en phase de travaux.

Un traitement classique pour la préparation du fond de fouille est à prévoir avant mise en place du noyau. Ces travaux consistent principalement à effectuer des rectifications ponctuelles de la topographie, et/ou à mettre en place localement du béton de forme, afin de pouvoir offrir une surface suffisamment du contact noyau rocher.

5.3.2.3 Filtre cheminée

Le filtre cheminé est complété par un drain cheminé et un matériau de transition, afin d’assurer une transition granulométrique correcte entre les enrochements de la recharge aval.

Le filtre et le drain cheminés sont adossés contre la face aval du noyau. Ils garantissent la collecte les eaux d’infiltration qui percoleraient à travers le noyau, notamment en cas de fissuration de celui-ci.

Le filtre a une épaisseur de 4,0 mètres tandis que le drain et la transition ont chacun une épaisseur de 2,0 mètres. Le filtre a été largement dimensionné pour permettre de garantir la continuité de l’organe filtrant même en cas de séisme et assurer en toute circonstance la sécurité du barrage.



5.3.2.4 Recharge aval

La conception de la recharge aval est similaire à celle de la recharge amont. Elle est entièrement constituée d’enrochements, mis en place par couches successives de 60 cm. Les pentes globales extérieures varient progressivement de 1.7H/1V à 3.0H/1V.

5.3.3 Fuseaux granulométriques des matériaux

Les différents matériaux composant les digue de transition devront s’inscrire dans les fuseaux granulométriques illustrés en Figure 4-6 et Figure 4-7.

La définition de ces fuseaux granulométriques fait l’objet d’une note de calcul spécifique (N° 10108-NDC-1000).



Figure 4-6 : Fuseaux granulométriques – Noyau, Filtre, Drain et Enrochement

Digues de transition en enrochement

Fuseaux Granulométriques Noyau (N), Filtre (F), Drain (D) et Enrochement (E)

0

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40

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Figure 4-7 : Fuseaux granulométriques – Enrochement, Rip-rap, Coussin, et Protection aval

Digues de transition en enrochement

Fuseaux Granulométriques Rip-Rap (E1T), Coussin (CT), Protection Aval (E2) et Enrochement (E)

0

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5.4 Drainage interne de la digue

Plan BA-20-503

Le système de drainage interne de la digue, dont le rôle est primordial pour la sécurité du barrage, a pour fonction d’éviter l’apparition de toute sous-pression dans la recharge aval. Il est constitué des éléments suivants :

- Un filtre cheminé vertical, adossé contre la face aval du noyau, de 4.0 mètres d'épaisseur au niveau des digues de transition et de 3,0 mètres d’épaisseur au niveau des digues en remblai latéritique, et destiné à collecter les eaux qui percoleraient à travers le noyau, notamment en cas de fissuration de celui-ci. Ce filtre a été largement dimensionné pour permettre la collecte de l'ensemble des débits de fuite à travers la digue, et garantir la continuité de l’organe filtrant même en cas de séisme.

- Sur chaque rive, un cordon drainant longitudinal implanté au pied aval du noyau sur le tapis filtrant, du mur de soutènement à la rive, de section variable avec la hauteur de la digue. Ce cordon drainant a pour but de recueillir les eaux en provenance du filtre cheminé, mais également celles susceptibles de percoler en fondation sous la recharge amont de la digue. Les débits ainsi collectés sont acheminés jusqu’au pied l’aval du barrage par l’intermédiaire de 4 cordons drainant (2 par rive) situés sur le tapis filtrant sur le tapis filtrant. Ces cordons drainant sont protégés par une enveloppe externe en filtre contre tout risque de contamination par des fines. Les cordons drainants débouchent au pied aval du barrage. En rive gauche du fait de la présence de la plate forme à la cote 646 NGC pour le poste électrique, le cordon drainant est retourné sur le mur de soutènement équipé de barbacanes pour évacuer les eaux de percolation.

- Un tapis filtrant généralisé de 60 cm d’épaisseur mis en place sous toute l'emprise aval de la digue en remblai latéritique. Ce tapis est en particulier destiné à collecter les débits de fuite pouvant percoler à travers les latosols constituant la fondation des remblais en rives et de se prémunir contre tout risque d’érosion interne dans ces matériaux. Du fait de la fondation rocheuse des remblais de transition, ce tapis n’est pas prolongé sous ce type de remblai.

La définition des fuseaux granulométriques de filtres et drains fait l’objet d’une note de calcul spécifique (N° 10108-NDC-1000).

5.5 Travaux d’injections

Plan BA 20-701

Les injections de consolidation de la fondation rocheuse, telles que prévues sous le massif BCR, sont prolongées latéralement sous le noyau, dans l’emprise des digues de transition en enrochement.

Ces travaux sont constitués d’injection sur une profondeur de 6 m de manière à limiter la perméabilité de la zone superficielle de la fondation rocheuse. Ils seront exécutés en deux étapes successives, par forages primaires et secondaires, qui auront chacun une maille de 3 m.



Les forages seront orientés à 30° sur la verticale afin de pouvoir pour recouper les familles de fissures relevées lors de la campagne géologique. Les injections de consolidation seront réalisées après mise en place du béton de forme nécessaire à la préparation des fouilles du noyau.

Le voile d’étanchéité profond est composé d’une seule ligne d’injection située dans un plan vertical passant par l’axe du noyau. Les forages de ce voile seront orientés à 30° vers les rives afin de recouper au mieux les familles de fissures relevées lors de la campagne géologique. Les injections descendront en principe jusqu’au niveau 606 NGC, et l'espacement final des forages sera de 6 mètres. A l’extrémité latérale, le voile d’étanchéité se termine par des forages en auréole.

La mise en place des remblais du noyau ne pourra débuter qu’après achèvement des travaux d’injection dans cette zone de travail.

5.6 Puits de décompression

Par ailleurs, une ligne de puits de décompression est mise en place au pied aval des digues pour intercepter les cheminements de percolation potentiels à travers d’éventuels horizons plus perméables (notamment au contact du substratum altéré). Ce dispositif complète et renforce le tapis filtrant mis en place sous la recharge aval et garanti l’absence de sous-pression élevées à l’aval de la digue.

Les puits sont constitués d’un tube PVC crépiné, entouré de matériau filtrant installé dans des forages de diamètre 300 mm. Ils sont espacés de 12 m. Ils traversent entièrement les horizontales latéritiques pour atteindre le substratum rocheux.

5.7 Crête de la digue

La crête de la digue est calée à la cote 677.55 NGC, assurant ainsi une revanche minimale de 3.8 m au-dessus du niveau des P.H.E. Cette valeur ne prend pas en compte la contre-flèche donnée à la digue en partie supérieure pour compenser les tassements de l’ouvrage postérieurs à sa construction. Cette contre-flèche correspond à l’altitude maximale de la digue à atteindre en fin de construction.

Le détail des calculs des tassements de la fondation des remblais après la mise en service de l’aménagement est présenté dans la note de calcul jointe au présent dossier. De façon pratique, la surélévation de la crête sera obtenue en raidissant les parements amont et aval de la digue au-dessus de la cote 674.65 NGC.

La largeur totale de la crête est de 8.60 m, et comporte une chaussée revêtue de 6 m de large.

Le bitume est coulé sur une couche de 10 cm de ballast posé sur le matériau de transition qui constitue la fondation de la chaussée. Une couche de filtre de 30 cm d’épaisseur protège le noyau et assure la continuité granulométrique des matériaux.



La chaussée à une pente de 1 % vers l’amont et l’évacuation des eaux pluviales est assurée par des ouvertures régulièrement aménagées à travers le parapet amont.



6 DIGUE DE COL

Plans BA-20-202 et BA-20-601

Une digue annexe de profil analogue à la digue en remblai latéritique décrite ci-dessus et d’une hauteur maximale de 18 m sur le terrain naturel est nécessaire pour fermer la retenue en rive droite au droit d’un col vers la cote 660 NGC. Cette digue de col est équipée en fond de col d’un cordon drainant. Un tapis amont en latérite assure l’imperméabilité du fond de vallée en amont. Une série de puits de décompression est réalisée en aval de cet ouvrage.



7 AUSCULTATION

Plans BA-20-801 à 803

7.1 Général

L’équipement d’auscultation est donné à titre indicatif ; les types, les caractéristiques et l’implantation exacte des appareils seront précisés lors des études d’exécution.

L’objectif principal de l’auscultation pour cet ouvrage est de s’assurer de la pérennité de sa stabilité.

Les points suivants seront donc surveillés :

- Mesures des déplacements et des tassements des plots en BCR et notamment des ouvertures constituant le barrage,

- Suivi de la piézométrie sur le site de l’aménagement,

- Suivi des pressions interstitielles en fondation du barrage,

- Suivi des fuites collectées dans la galerie provenant du barrage et de sa fondation.

7.2 Mesures des déplacements

Des mesures de topographie permettent la détermination de déplacements planimétriques et altimétriques d’un certain nombre de points de l’ouvrage matérialisés par des 22 repères topographiques. Ces repères sont constitués de massifs en béton couronnés d’une plaque d’embase en acier inoxydable permettant le positionnement rigoureusement identique d’un relevé topographique à un autre.

7.3 Suivi de la piézométrie sur le site de l’aménagement

En différents points du site de l’aménagement, on installera des piézomètres permettant la lecture du niveau de la nappe notamment en fondation des ouvrages et en rives.

7.4 Suivi des pressions interstitielles en fondation du barrage en BCR

Les pressions interstitielles se développant dans la fondation rocheuse du barrage en BCR seront mesurées à l’amont et à l’aval du rideau d’injection, ainsi qu’à l’aval du rideau de drainage à l’aide de capteurs de pression interstitielle. La pression interstitielle sera mesurée à 2 profondeurs.



Ce dispositif de mesure sera complété par un réseau de piézomètres directs depuis les galeries internes au barrage.

Le relevé de ces pressions et niveaux permettra de vérifier la répartition des sous-pressions sous le barrage ainsi que l’efficacité des voiles d’injection et de drainage.

7.5 Mesure de débit de fuite

Les débits de fuites collectées dans la galerie de drainage du barrage en BCR et provenant du corps du barrage (joints y compris) et du rideau de drainage seront mesurées à l’aide d’un seuil en V au niveau du puisard aménagé dans la galerie. Le suivi des débits de fuite collectés permettra de détecter toute anomalie dans le comportement du barrage.

7.6 Suivi des pressions interstitielles en fondation des digues

Les pressions interstitielles se développant dans le corps des remblais seront mesurés à l’amont et à l’aval du noyau et à plusieurs niveaux. La même répartition de capteurs de pression interstitielle sera appliquée à la fondation.

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 5 : Phasage des travaux et contrôle des eaux Page 5-i


CHAPITRE 5

PHASAGE DES TRAVAUX ET CONTROLE DES EAUX

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 5 : Phasage des travaux et contrôle des eaux Page 5-iii


PHASAGE DES TRAVAUX ET CONTROLE DES EAUX

SOMMAIRE

1 GENERAL.................................................................................................................... 1

1.1 Introduction........................................................................................................ 1

1.2 Principe de phasage.......................................................................................... 1

1.3 Crues de chantier .............................................................................................. 2

2 PHASAGE ET CONTROLE DES EAUX ...................................................................... 3

2.1 Route d’accès et pont provisoire ..................................................................... 3

2.2 Installations de l’Entrepreneur ......................................................................... 3

2.3 Phase 1 des travaux (Janvier année 1 à Décembre année 1) ......................... 3

2.4 Phase 2 des travaux (Janvier année 2 à Juillet année 3) ................................ 5

2.5 Cadence de remblai et de mise en place du BCR............................................ 6

3 DIAGRAMME PREVISIONNEL DES TRAVAUX.......................................................... 7

Aménagement de Lom Pangar – Avant Projet Détaillé du barrage Doc. n°10108-RP-100-E Chapitre 5 : Phasage des travaux et contrôle des eaux Page 5-1


1 GENERAL

1.1 Introduction

Le phasage des travaux décrit dans le présent chapitre concerne le barrage proprement dit, constitué du massif central en béton et des digues latérales en remblais ainsi que de la digue de col.

Il ne s’applique pas aux travaux de la route d’accès au site, et au pont provisoire pour le franchissement du Lom, qui font l’objet de lots de travaux anticipés. De même, par sa conception, l’usine de pied aval constitue un ouvrage indépendant qui peut être réalisé en seconde étape, et n’est pas considérée dans les travaux du barrage proprement dit.

La durée globale des travaux du barrage s’étend sur une durée totale de 38 mois, de Novembre de l’année 0 à Décembre de l’année 3.

1.2 Principe de phasage

La solution retenue étant un barrage mixte avec un ouvrage poids central en BCR et digues en remblai en rives, l’ouvrage est sensible à une submersion éventuelle en cours des travaux due au passage d’une crue. Par conséquent, la protection du chantier aux crues doit être adaptée en fonction des risques encourus.

Les plans BA-20-301 à 304 présentent le phasage général du contrôle des eaux.

Le phasage général envisagé pour les travaux du barrage comporte 2 étapes principales :

Phase 1

Durant cette phase des travaux, le Lom transite dans son lit naturel. Les travaux sont concentrés en rive gauche pour réaliser, à l’abri de batardeaux provisoires, les 5 pertuis de dérivation et les divers murs associés. En rive droite, un chenal est excavé en fond de vallée pour assurer le passage correct des débits de la rivière.

Durant cette phase de travaux, le chantier est protégé contre une crue de 50 ans de période de retour.

Phase 2

Cette étape correspond à la réalisation proprement dite du massif central en béton et des dignes latérales en remblais. Durant cette phase des travaux, le Lom transite à travers les 5 pertuis de dérivation.

La protection du chantier en phase 2 correspond à une crue de 50 ans de période de retour.



En fin de phase 2, on procèdera à la fermeture des pertuis provisoires pour réaliser la mise en eau de l’Aménagement.

Un planning détaillé des travaux du barrage est présenté en fin de ce chapitre.

Les travaux de l’usine de pied aval peuvent débuter dès la fermeture complète des pertuis de dérivation, qui est prévue en début de saison humide de l’année 3.

Note :

A la demande du Maître d’Ouvrage, la dérivation provisoire a été conçue afin de permettre une mise en eau partielle anticipée de l’aménagement, notamment au cas où le planning des travaux envisagé ne serait pas respecté par l’Entrepreneur .

Cette mise en eau partielle anticipée fait l’objet d’un plan de principe (Plan BA-20-303) et d’une note de calcul spécifique (Doc. n°10108-NDC-0 500).

Dans le cas d’une mise en eau partielle anticipée, les travaux sur les ouvrages de fermeture devront être, à la fin de la Phase 2, suffisamment avancés et avoir atteint la cote minimale 660 NGC pour le massif BCR et 663 NGC pour les digues latérales.

Au cours de la Phase 3, les apports du Lom sont contrôlés par les pertuis des ouvrages de restitution. Ces dispositions permettent une mise en eau partielle de l’aménagement, jusqu'aux environs de la cote 660 NGC.

Durant cette phase, le chantier est protégé contre une crue de 100 ans de période de retour, sans aucun déversement sur les ouvrages. Une crue de 1 000 ans de période de retour entrainerait un déversement limité (de l’ordre de 2 m) sur le massif central en BCR, qui reste acceptable pour un ouvrage de ce type en béton.

1.3 Crues de chantier

Les différents ouvrages doivent être protégés contre des crues de période 50 ans ou 100 ans selon la phase de chantier. Sur la base des résultats actualisés des études hydrologiques les débits de pointe à adopter pour le dimensionnement des ouvrages de dérivation sont les suivants :

- Crue de 50 ans de période de retour : 1 460 m3/s

- Crue de 100 ans de période de retour : 1 580 m3/s



2 PHASAGE ET CONTROLE DES EAUX

2.1 Route d’accès et pont provisoire

Les travaux relatifs à la route d’accès au site et au pont provisoire de franchissement du Lom font l’objet de marchés spécifiques anticipés.

Ces travaux préparatoires, effectués en priorité, sont prévus d’être achevés au cours de l’année 0, de manière à ce que les accès au site soient opérationnels lors de la mise en vigueur du contrat avec l’Entrepreneur en charge des travaux du barrage.

2.2 Installations de l’Entrepreneur

La mise en vigueur du contrat est prévue au mois de Novembre de l’année 0.

Les installations de chantier sont programmées entre les mois de Janvier et de Juin de l’année 1.

2.3 Phase 1 des travaux (Janvier année 1 à Décembre année 1)

Durant cette phase, les débits du Lom s’écoulent dans son lit naturel. La phase 1 débute en Janvier de l’année 1, en parallèle de la réalisation des installations de chantier de l’Entrepreneur.

Cette phase des travaux correspond à la réalisation sur la terrasse en rive gauche des pertuis provisoires et des murs de soutènement associés qui devront être opérationnels à la fin du mois de Décembre de l’année 1. Dans le même temps, un chenal sera excavé en fond de vallée en rive droite assurer une section de passage suffisante pour les écoulements hydrauliques, et garantir ainsi le passage correct des débits de la rivière, notamment durant la saison humide.

Les pertuis de dérivation provisoire sont composées de 5 passes de 6 m de largeur et 9 m de hauteur, implantées en rive gauche du futur massif en BCR Des piles intermédiaires en béton, de 3 m d’épaisseur, sont dimensionnées pour supporter le poids de béton mis en place au dessus de l’ouvrage de dérivation.

A l’amont des pertuis, des rainures sont aménagées pour permettre la coupure des écoulements hydrauliques en fin de phase 2. A l’aval, afin d’assurer en toute circonstance un accès aux ouvrages de restitution, les deux pertuis situés coté gauche sont prolongés d’environ 40 m pour se raccorder à la risberme à la cote 646 NGC aménagée dans le talus de la digue en remblais.

En fin de phase 1, le basculement du fleuve à travers les pertuis provisoires sera réalisé pour permettre la mise hors d’eau du fond de la vallée.



La phase 1 consiste donc en la réalisation des travaux suivants :

- Réalisation d’un batardeau provisoire en rive gauche pour la protection des travaux des pertuis de dérivation provisoire et des murs de soutènement associés. Le niveau minimal de la crête des batardeaux est calé à la cote 643 NGC.

- Réalisation d’un écran étanche, de type coulis-sol, ceinturant la zone d’excavation et de travaux des pertuis de dérivation et des murs. Cet écran, réalisé à travers les matériaux meubles de fondation permet d’assurer la mise à sec du chantier en en interceptant les éventuelles venues d’eau.

- Réalisation d’un chenal en rive droite, excavé dans les matériaux meubles du versant, afin assurer une section de passage suffisante pour la rivière durant cette première phase de travaux.

- Réalisation en rive gauche des fouilles des ouvrages, dans les matériaux meubles puis le substratum rocheux, jusqu’au niveau minimum 627 NGC. Durant cette étape les excavations définitives de la future usine de pied devront être réalisées. Ces travaux sont exécutés à l’abri des batardeaux et de l’écran coulis-sol.

- Réalisation en BCV des 5 pertuis de dérivation provisoire.

- Réalisation en BCV des murs d’entonnement amont, dont le niveau fini est 645 NGC. Les profils retenus pour ces murs permettent d’assurer l’appui correct des remblais du batardeau provisoire amont exécuté en phase 2.

- Réalisation en BCV des murs de restitution aval, dont le niveau fini est 643 NGC. Les profils retenus pour ces murs permettent d’assurer l’appui en phase ultérieure des ouvrages définitifs en béton ainsi que celui des remblais du batardeau provisoire aval exécuté en phase 2.

- Réalisation des travaux d’injections dans l’emprise de la digue de transition située en rive gauche.

Les planches d’essais pour la mise en place du BCR doivent également être réalisées.

Les excavations et les remblais de la digue de col en rive droite, qui sont indépendants des travaux sur le barrage principal, devront aussi démarrés au cours de cette étape.

Durant cette première phase de travaux, le chantier est protégé contre une crue de 50 ans de période de retour.

Au terme de la phase 1, la rivière est basculée à travers les pertuis de dérivations au moyen d’un batardeau amont coupant le lit naturel du Lom. Cet ouvrage s’appuie sur le versant de la rive droite, et d’autre part en rive gauche, sur le mur d’entonnement amont. Un batardeau aval est disposé de manière similaire.

La coupure de la rivière constitue une phase particulièrement délicate du chantier. Elle devra être programmée dès la fin de la saison humide de l’année 1 et au plus tard durant le mois de décembre de l’année 1.



A la fin de la saison sèche de l’année 2, les crêtes des batardeaux amont et aval devront atteindre respectivement les cotes minimales 645 NGC (amont) et 643 NGC (aval) correspondant au niveau des crues de période de retour cinquantennale.

2.4 Phase 2 des travaux (Janvier année 2 à Juillet année 3)

Cette phase débute en saison sèche lorsque la rivière est basculée en rive gauche à travers les 5 pertuis constituant la dérivation provisoire.

Durant cette seconde étape, la zone des travaux est protégée par les deux batardeaux amont et aval, ainsi que les deux murs provisoires en BCV. Cette disposition permet de mettre à sec l’emprise des fouilles du barrage en BCR ainsi que les parties basses des digues de transition et de remblai. La protection du chantier est assurée contre une crue de 50 ans de période de retour.

A l’abri des batardeaux provisoires, l’Entrepreneur doit réaliser les excavations et les travaux préparatoires de la fondation du massif en BCR au cours des deux mois suivant le basculement de la rivière.

La mise en place, à cadence industrielle, du Béton Compacté au Rouleau pourra débuter vers le mois de Mars de l’année 2. Au fur et à mesure de l’avancement du massif en BCR, les remblais des digues latérales doivent être mis en place de manière à présenter une surface de travail sensiblement horizontale sur l’ensemble des ouvrages.

Durant cette phase 2, les travaux à réaliser concernent principalement les points suivants :

- Excavation et préparation de la fondation du massif en BCR, et des digues de transition,

- Travaux d’injection dans l’emprise de la digue de transition située en rive droite

- Mise en place du BCR,

- Mise en place des blindages et des vannes des pertuis de restitution,

- Mise en place des conduites forcées de l’usine (avec bouchon à l’extrémité aval),

- Travaux d’injection et de drainage de la fondation du massif BCR exécutés à partir du réseau de galerie aménagé dans le corps du barrage,

- Exécution des remblais des digues latérales en rive droite et gauche,

- Exécution des remblais de la digue de col,

- Bétons conventionnels de l’évacuateur de crue,

- Bétons conventionnels de la passe équipée de hausse fusible,

- Bétonnage des bouchons des pertuis de dérivation provisoire,



- Mise en place des vannes segments de l’évacuateur de crue,

- Autres équipements hydromécaniques (portique, batardeaux…).

Le bétonnage des bouchons des pertuis de dérivation provisoire impose la mise hors d’eau de l’ouvrage de dérivation qui sera rendu possible par la réalisation d’un batardeau aval en remblais entre les deux murs du chenal de restitution. Ce bétonnage devra être réalisé dans le mois suivant la fermeture de la dérivation provisoire, afin de s’assurer que la charge hydraulique sur les batardeaux métalliques ne dépassent pas la charge de dimensionnement.

La mise en eau de l’Aménagement pourra débuter en Juillet de l’année 3. Les travaux de finition (aménagement crête, matériels hydromécanique et électrique, etc..) ainsi que la remise en état des lieux se prolongeront jusqu’en Décembre de cette même année.

Les travaux de réalisation de l’usine de pied aval ont été conçus pour pouvoir être déconnectés du chantier du barrage. Ils pourront débuter dès la fermeture définitive des pertuis de dérivation prévue au début de la saison humide de l’année 4. La zone d’emprise de l’usine sera protégée et mise hors d’eau au moyen d’un batardeau aval s’appuyant sur les anciens murs de restitution des pertuis provisoires (voir plan BA-20-303).

2.5 Cadence de remblai et de mise en place du BCR

Les cadences mensuelles moyennes de mise en place pour les travaux de béton, imposés par ce planning, restent à des niveaux relativement raisonnables. Elles s’élèvent en moyenne à 20 000 m3/mois pour le BCR, et à 4 000 m3/mois pour le béton classique.

Les cadences seront plus sévères pour les ouvrages en remblais, dont la majeure partie devra être réalisée au cours d’une seule saison sèche.



3 DIAGRAMME PREVISIONNEL DES TRAVAUX

Un planning synthétique prévisionnel des travaux est présenté en page suivante.

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Avril 2010

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