BARRAGE Rapport Pfe Final

Etude du barrage Sidi Abdellah - Taroudant

M EMOIRE DE PROJET DE FIN D ’ ETUDES POUR L ’ OBTENTION DU DIPLOME D ’ INGENIEUR D ’ E TAT DE L ’ E COLE

H ASSANIA DES T RAVAUX P UBLICS

Présenté par :

Encadré par :

Ossama KCHIKECH

Issam MOUKAFIH (CID)

Mohamed El Amine EL HASSANI

Ibrahim AIT HADDOU (CID) Mohamed TALEB (EHTP)

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Mémoire de projet de fin d’étude

REMERCIEMENTS : Nous tenons à exprimer notre sincère et profonde reconnaissance à l’égard de notre

encadrant externe M. Issam MOUKAFIH, de la CID. Nous le remercions pour son soutien, ses conseils judicieux, ses critiques constructives, sa disponibilité et pour son savoir-faire et l’expérience qu’il a partagés avec nous avec toute générosité et modestie.

Nous tenons aussi à remercier chaleureusement M. Ibrahim AIT HADDOU de la CID pour sa disponibilité, son soutien et sa générosité. Nos vifs remerciements s’adressent également à notre encadrant interne, M. Mohamed

TALEB, professeur à l’école Hassania des travaux publics qui n’a ménagé ni son temps ni son énergie pour nous aider à élaborer ce travail dans les le s meilleures conditions. Nous exprimons aussi notre grande admiration à la fois pour son expérience et sa maîtrise du domaine et pour la modestie de sa personne. Nous exprimons notre gratitude à M. Abdellatif BIHI et Ayoub BENCHARA de la direction des aménagements hydrauliques pour leur serviabilité et leur soutien pour accomplir ce travail. Nous tenons à exprimer, au terme de ce travail, nos sincères remerciements à toutes les personnes dont l’intervention, de près ou de loin au cours de ce projet, a favorisé son

aboutissement.

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REMERCIEMENTS : Nous tenons à exprimer notre sincère et profonde reconnaissance à l’égard de notre

encadrant externe M. Issam MOUKAFIH, de la CID. Nous le remercions pour son soutien, ses conseils judicieux, ses critiques constructives, sa disponibilité et pour son savoir-faire et l’expérience qu’il a partagés avec nous avec toute générosité et modestie.

Nous tenons aussi à remercier chaleureusement M. Ibrahim AIT HADDOU de la CID pour sa disponibilité, son soutien et sa générosité. Nos vifs remerciements s’adressent également à notre encadrant interne, M. Mohamed

TALEB, professeur à l’école Hassania des travaux publics qui n’a ménagé ni son temps ni son énergie pour nous aider à élaborer ce travail dans les le s meilleures conditions. Nous exprimons aussi notre grande admiration à la fois pour son expérience et sa maîtrise du domaine et pour la modestie de sa personne. Nous exprimons notre gratitude à M. Abdellatif BIHI et Ayoub BENCHARA de la direction des aménagements hydrauliques pour leur serviabilité et leur soutien pour accomplir ce travail. Nous tenons à exprimer, au terme de ce travail, nos sincères remerciements à toutes les personnes dont l’intervention, de près ou de loin au cours de ce projet, a favorisé son

aboutissement.

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DEDICACE : À l a f l a m m e q u i n e c e s s e d ' i l l u m i n e r m o n c h e m i n ,

à ma mère. À l ' h o m m e q u i a t o u t s a c r i f i é p o u r m o i ,

à mon père. Au A u x a n g e s q u i d e s s i n e n t m o n s o u r i r e ,

à mes frères et sœurs. À c e u x q u i m ' o n t t o u j o u r s s o u t e n u ,

à toute ma famille. À H a j a r . À m o n b i n ô m e e t m o n a m i i n t i m e A m i n e . À T a o u f i k , Z a k a r y a e , S a a d , N i z a r , I l i a s e t K h a l d o u n e

À t o u s m e s a m i s . À v o u s t o u s , j e d é d i e c e t r a v a i l .

Ossama

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DEDICACE : A celle qui m’a transmis la vie, l’amour, le courage,

toutes mes joies, mon amour et ma reconnaissance.

À ceux qui m'ont toujours soutenu,

à toute ma famille . A mes chères amis : Nizar, Mehdi, Ilias, Anas, Saad, Khaldoune, Marouane et Abdellah. A mon cher ami, mon binôme, Ossama chez qui j’ai trouvé l’entente dont j’avais besoin.

Amine

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RESUME : Ce présent mémoire constitue une synthèse de notre projet de fin d’étude intitulé « Etude

du Barrage Sidi Abdellah – Taroudant », effectué au sein du bureau d’étude ‘Conseil Ingénierie Développement‘ CID. Ce travail a pour objectif de réaliser l’étude hydrologique, l’étude hydraulique et l’étude de stabilité. En effet, l’étude hydrologique sert à évaluer les données d’entrée nécessaire pour le calcul hydraulique. Ce dernier occupe la partie principale de l’étude hydraulique afin de

déterminer le fonctionnement hydraulique du barrage et de ses ouvrages annexes. En outre, l’étude de stabilité consiste à vérifier la sécurité de l’ouvrage. Dans le but d’affiner cette étude, on a fait une visite du site dans la province de Taroudant.

Pour atteindre les objectifs de cette étude, on a abordé le travail en fonction de cinq parties essentielles à savoir : 1. Collecte et analyse des données : Quoique cette étape soit difficile et couteuse en termes de de temps, elle reste basique. Durant cette étape nous avons collecté les données nécessaires pour l’ensemble de l’étude. Nous avons également analysé l’ensemble de donnée pour juger leur validité.

2. Etude géomorphologique : Cette étape est d’un rôle très important afin d’évaluer les paramètres naturel définissant le comportement hydrologique du bassin étudié. Ces paramètres donnent une idée claire sur les caractéristiques physique (forme, relief, pente …) et les caractéristiques du réseau de drainage.

3. Etude hydrologique : Le but de cette partie est de mettre en évidence les paramètres hydrologiques de l'oued tels que les débits des crues, les apports du bassin versant qui constituent la base de dimensionnement des ouvrages. 4. Dimensionnement des ouvrages annexes : Il s’agit de déterminer le fonctionnement hydraulique du barrage. En d’autres termes, cette étape déter mine les

caractéristiques des ouvrages annexes (Evacuateur de crue et vidange de fond) 5.

Etude de stabilité : L’étude de stabilité consiste à évaluer la sécurité de l’ouvrage vis-à-vis de quatre conditions de stabilité : celle relative au glissement, celle relative au renversement, celle relative à l’état de contraintes transmises aux

fondations et celle relative à la stabilité interne du béton.

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TABLES DES MATIERES INTRODUCTION : .......................................................................................... 15 CHAPITRE I : GEOMORPHOLOGIE ................................................................. 16 I.

INTRODUCTION : ........................................................................................17

I.

CARACTERISTIQUES MORPHOLOGIQUES DU BASSIN VERSANT : ...................................17 I.1.

Le fond topographique : ....................................................................17

I.2.

Le modèle numérique de terrain .........................................................18

I.2.1. Le modèle numérique de terrain :...............................................................18 I.2.2. Préparation des MNT :...............................................................................19 I.2.3. Génération automatique de la limite du bassin versant : ............................... 20 I.3.

La délimitation du bassin versant étudié : ............................................21

I.3.1. L’utilité du bassin et ses mesures: ..............................................................21 I.3.2. La procédure de délimitation du bassin versant : .........................................21 I.4. I.4.1.

Paramètres de forme : ......................................................................25 Superficie du bassin versant : ..................................................................... 25

I.4.2. Périmètre du bassin versant : .................................................................... 25 I.4.3. Indice de compacité de Gravelius : .............................................................25 I.4.4. Indice de forme Horton : ...........................................................................26 I.5.

Paramètres de relief : .......................................................................26

I.5.1. Courbes hypsométrique : ..........................................................................26 I.5.2. L’altitude moyenne du bassin versant : ....................................................... 28 I.5.3. L’altitude médiane : ..................................................................................28 I.5.4. Les altitudes minimale et maximale ............................................................ 28 I.5.5. Le rectangle équivalent : ...........................................................................28 I.5.6. La pente moyenne du bassin versant : ........................................................ 29 I.5.7. Indice de pente globale : ...........................................................................30 I.5.8. Indice de pente classique : ........................................................................ 30 I.5.9. Dénivelé spécifique : ................................................................................. 30 I.6.

Paramètres du réseau hydrographique : ..............................................31

II. CALCUL DE TEMPS DE CONCENTRATION : .............................................................31 II.1.

Formule de GIANDOTTI : ...................................................................32

II.2.

Formule de VENTURA : ......................................................................32

II.3.

Formule Espagnole : .........................................................................32

II.4.

La formule de Turazza : ....................................................................33

II.5.

Kirpich : ..........................................................................................33

II.6.

Van Te Chow : .................................................................................33

II.7.

Résultats : .......................................................................................34

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III. SYNTHESE : ..............................................................................................34 CHAPITRE II : ETUDE DE CRUE. .................................................................... 35 I.

INTRODUCTION: .....................................................................................36 I.1.

Données d’entrée : ...........................................................................36

I.1.1. Pluies journalières maximales annuelles : ....................................................36 I.2.

Méthodologie adoptée pour l’étude des crues : .....................................36

I.2.1. Méthode Rationnelle : ...............................................................................36 I.2.2. Méthode du Gradex : ................................................................................ 37 I.2.3. Méthode de plan directeur : .......................................................................38 I.2.4. Froncou Rodier : ...................................................................................... 38

II. APPLICATION DE LA METHODOLOGIE : ................................................................39 II.1.

Méthode rationnelle : ........................................................................39

II.1.1. Ajustement des échantillons des Pjmax : .....................................................39 II.1.2. Pluie de durée égale au temps de concentration : ......................................... 40 II.1.3. Débits de pointes : ................................................................................... 41 II.2.

Méthode du Gradex : ........................................................................41

II.2.1. Pluies maximales journalières : ..................................................................41 II.2.2. Calcul du gradex de débit sur le temps de concentration : .............................42 II.2.3. Débits de pointes : ................................................................................... 42 II.3.

Méthode du plan directeur : ...............................................................43

II.4.

Froncou Rodier :...............................................................................44

III. CONCLUSION : .......................................................................................44 CHAPITRE III: OUVRAGES ANNEXES. ........................................................... 46 I.

INTRODUCTION : ........................................................................................47

II. COURBE DE TARAGE : ...................................................................................47 III. LAMINAGE DE CRUE......................................................................................49 III.1.

Principe de calcul : ...........................................................................49

III.1.1. Le volume de réservoir en fonction de la cote. ............................................. 50 III.1.2. Le débit entrant : ..................................................................................... 51 III.1.2.1.Données hydrologiques : ..................................................................... 51 III.1.2.2.Débit de la crue de projet :..................................................................51 III.1.3. Calcul du débit sortant : ............................................................................ 52 III.2.

Résultats de calcul :..........................................................................52

IV. OUVRAGES ANNEXES : ..................................................................................54 IV.1.

Evacuateur de crue : .........................................................................54

IV.1.1.

profil de la crête : .................................................................................54

IV.1.2.

Capacité du seuil : ................................................................................57

IV.1.3.

Le coursier ...........................................................................................58

IV.1.4.

Courbe de remous : .............................................................................. 58

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IV.1.4.1. Calcul de la lame d’eau pour la partie Creager : .....................................58 IV.1.4.2. Calcul de la lame d’eau pour le coursier : ..............................................60 IV.1.4.3. Calcul de ligne d’eau sur HEC RAS ........................................................ 62 IV.1.5.

dissipation d’énergie .............................................................................64

IV.1.5.1. Géométrie de la cuillère : ....................................................................65 IV.1.5.2. profondeur de la fosse d’érosion :.........................................................67

V.

IV.1.6.

Mur bajoyer : ....................................................................................... 67

IV.1.7.

Calage de couronnement : ..................................................................... 67

COURSIER EN MARCHE D ’ ESCALIER : .................................................................69 V.1.

Introduction : ..................................................................................69

V.2.

Historique : .....................................................................................69

V.3.

Régimes d’écoulement sur un évacuateur en marches :.........................70

V.3.1. Régime en nappe ..................................................................................... 70 V.3.2. Régime transitoire : ..................................................................................70 V.3.3. régime turbulent : .................................................................................... 71 V.4.

Caractéristiques des régimes d’écoulement :........................................71

V.4.1. Régime en nappe : ................................................................................... 71 V.4.1.1. Introduction .......................................................................................71 V.4.1.2. Dissipation d’énergie pour un écoulement en nappe : .............................. 72 V.4.2. régime turbulent : .................................................................................... 74 V.4.2.1. introduction : ..................................................................................... 74 V.4.2.2. Dissipation d’énergie : ......................................................................... 74 V.4.3. calcul du coursier en marches d’escalier : .................................................... 76 V.4.4. Consignes pour la construction d’un évacuateur en marches d’escalier : ..........77 V.4.4.1. profil du déversoir et zone de transition : ...............................................77 V.4.4.2. hauteur des marches : ......................................................................... 77 V.5.

Résultats de calcul :..........................................................................78

VI. VIDANGE DU FOND : ....................................................................................79 VI.1.

Dimensionnement de la vidange de fond : ...........................................79

VI.2.

CAPACIT E DE LA VIDANGE DU FOND : ...............................................81

VI.2.1.

trajectoire du jet de la vidange du fond : .................................................82

VI.2.1.1. Géométrie de la cuillère de la vidange du fond : .....................................82 VI.2.1.2. trajectoire du jet de la vidange du fond : ...............................................82

CHAPITRE IV : STABILITE............................................................................. 84 I.

INTRODUCTION : ........................................................................................85

II. PARAMETRES DE CALCUL : .............................................................................86 II.1.

Hypothèses : ...................................................................................86

II.2.

Paramètres :....................................................................................86

II.2.1. Hydrologie :............................................................................................. 86 II.2.2. Caractéristiques intrinsèques du barrage .....................................................87

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II.2.3. Caractéristiques intrinsèques de la fondation ...............................................87 II.2.4. Drainage ................................................................................................. 87 II.2.5. Effet sismique ..........................................................................................88 II.2.6. Résumé : ................................................................................................89

III. EFFORTS APPLIQUES SUR LE BARRAGE : ..............................................................90 Efforts statiques : .............................................................................90

III.1.

III.1.1. Poids propre du barrage : .......................................................................... 90 III.1.2. Poussée hydrostatique de l’eau : ................................................................ 90 III.1.3. Poussée des sédiments : ........................................................................... 91 III.1.4. Sous-pression: .........................................................................................91 III.1.5. Force d’inertie du barrage : ....................................................................... 92 III.1.6. Force d’inertie de l’eau: .............................................................................93

IV. CAS DE CHARGE .........................................................................................94 V.

CRITERE DE STABILITE DU BARRAGE : .................................................................95 V.1.

Stabilité au glissement : ....................................................................95

V.2.

Stabilité au renversement : ...............................................................96

V.3.

Calcul des contraintes transmises aux fondations : ...............................96

V.4.

Résultats : .......................................................................................97

V.4.1. Plot déversant : .......................................................................................97 V.4.1.1. Fond de vallée : .................................................................................. 97 V.4.2. Plot non déversant : ............................................................................... 104 V.4.2.1. Rive droite : ..................................................................................... 104 V.4.2.2. Rive gauche: .................................................................................... 111

Calcul de la stabilité élastique : ........................................................ 118

V.5.

V.5.1. Condition de Maurice Lévy : ..................................................................... 118 V.5.2. Force et bras de levier : .......................................................................... 119 V.5.3. Point de passage de la résultante : ........................................................... 120 V.5.4. Calcul des contraintes ............................................................................. 121 V.5.4.1. Contraintes au parement amont. ......................................................... 121 V.5.4.2. Contraintes au parement aval. ............................................................ 122 V.5.5. Application au barrage Sidi Abdellah : ....................................................... 123

VI. SYNTHESE DES RESULTATS ........................................................................... 124 VI.1.

Stabilité au glissement : ................................................................. 124

VI.2.

Stabilité au renversement : ............................................................ 124

VI.3.

Stabilité relative aux contraintes transmises à la fondation : ................125

VII.

CALCUL DE STABILITE A L ’ AIDE DU LOGICIEL CADAM : ...................................... 127

VII.1.

Présentation du logiciel : ................................................................. 127

VII.2.

Saisie des données : ....................................................................... 128

VII.2.1.

Informations générales : ..................................................................... 128

VII.2.2.

Géométrie et données de base : ........................................................... 128

VII.2.3.

Données géotechniques : ..................................................................... 129

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VII.2.4.

Données de la retenue : ...................................................................... 129

VII.2.5.

Drainage : ......................................................................................... 130

VII.2.6.

Interface : ......................................................................................... 130

VII.2.7.

Analyse pseudo-statique :.................................................................... 131

VII.2.8.

Combinaisons de charges .................................................................... 131

VII.2.9.

Résultats : .........................................................................................132

CHAPITRE V : VISITE DU CHANTIER DU BARRAGE. ..................................... 133 I.

GENERALITES : ........................................................................................ 134

II. DERIVATION PROVISOIRE : .......................................................................... 135 III. MODE DE CONSTRUCTION : ................................... ....................................... 136 CONCLUSION : ............................................................................................ 139 BIBLIOGRAPHIE : ....................................................................................... 140 ANNEXES : .................................................................................................. 141

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LISTE DES FIGURES : FIGURE 1: LE FOND TOPOGRAPHIQUE DES CARTES 1/50 000 .................................................18 FIGURE 2: BASSIN VERSANT DERIVE AUTOMATIQUEMENT DU MNT. ...........................................20 FIGURE 3: BARRAGE SIDI ABDELLAH - TAROUDANT .............................................................22 FIGURE 4: OUED OUAER ............................................................................................23 FIGURE 5: BASSIN VERSANT EN AMONT DU BARRAGE ............................................................23 FIGURE 6: RESEAU HYDROGRAPHIQUE DU BASSIN EN AMONT DU BARRAGE ...................................24 FIGURE 7: LA COURBE HYPSOMETRIQUE DU BASSIN VERSANT . .................................................27 FIGURE 8 : COURBE HAUTEUR -VOLUME DU BARRAGE SIDI ABDELLAH ....................................50 FIGURE 9 : HYDROGRAMMES DE CRUE .............................................................................51 FIGURE 10: VARIATION DU NIVEAU DES PLUS HAUTES EAUX EN FONCTION DE LA LARGEUR DEVERSANTE 53 FIGURE 11: CARACTERISTIQUES GEOMETRIQUES DE LA CRETE DE L ’ EVACUATEUR DE CRUE ................55 FIGURE 12:DETERMINATION DES COEFFICIENTS K ET N .........................................................56 FIGURE 13: DETERMINATION DE XC ET YC .......................................................................57 FIGURE 14: DETERMINATION DES RAYONS R1 ET R2 ...........................................................57 FIGURE 15: SCHEMA EXPLICATIF DES PARAMETRES DU CALCUL DE LA LAME D 'EAU SUR CREAGER .........59 FIGURE 16:LAME D’ EAU SUR LE PROFIL CREAGER ................................................................60 FIGURE 17: LA LIGNE D ’ EAU DE L’ EVACUATEUR DE CRUE DE SIDI ABDELLAH .............................62 FIGURE 18: FORME D’ UNE CUILLERE SIMPLE . .....................................................................65 FIGURE 19: TRAJECTOIRE DU JET DE L ’ EVACUATEUR DE CRUE ..................................................66 FIGURE 20: REGIME D ’ ECOULEMENT EN NAPPE ...................................................................70 FIGURE 21: REGIME D ’ ECOULEMENT TRANSITOIRE ...............................................................71 FIGURE 22: REGIME TURBULENT ....................................................................................74 FIGURE 23:: LOI COTE-DEBIT DE LA VIDANGE DU FOND ........................................................82 FIGURE 24: TRAJECTOIRE DU JET DE LA VIDANGE DU FOND ....................................................83 FIGURE 25: DETERMINATION DE L 'ACCELERATION HORIZONTALE DE DIMENSIONNEMENT . .................88 FIGURE 26: DISTRIBUTION DES CONTRAINTES DE LA SOUS -PRESSION (USACE 1995) ...................92 FIGURE 27:DETERMINATION DU COEFFICIENT C .................................................................93 FIGURE 28: SITE DU BARRAGE SIDI ABDELLAH ............................................................. 134 FIGURE 29: PLOTS (BLOCS) DU BARRAGE ....................................................................... 136 FIGURE 30: NETTOYAGE DE LA SURFACE AVANT LA REPRISE DE BETON ..................................... 137 FIGURE 31: TRAVAUX DE CONSTRUCTION DE LA VIDANGE DU FOND ...................................... 138

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LISTE DES TABLEAUX : TABLEAU 1: LISTE DES FICHIERS MNT D’ASTER COUVRANT LA ZONE D ’ ETUDE .............................19 TABLEAU 2: LA REPARTITION DE LA SUPERFICIE DU BASSIN EN FONCTION DES ALTITUDES .................27 TABLEAU 3: LA DEUXIEME CLASSIFICATION DE L 'ORSTOM DES OUEDS .....................................31 TABLEAU 4: CALCUL DES TEMPS DE CONCENTRARION ...........................................................34 TABLEAU 5: CARACTERISTIQUES DU BASSIN VERSANT ..........................................................34 TABLEAU 6: POSTES PLUVIOMETRIQUES DE REFERENCE . ........................................................36 TABLEAU 7: PJMAX SELON LES DIFFERENTES PERIODES DE RETOUR DANS LES STATIONS DE REFERENCE .39 TABLEAU 8: COEFFICIENTS DE THIESSEN RELATIFS AUX STATIONS DE REFERENCE ..........................40 TABLEAU 9: VALEURS DES PLUIES MAXIMALES JOURNALIERES - BARRAGE SIDI ABDELLAH .................40 TABLEAU 10: PLUIE DE DUREE EGALE AU TEMPS DE CONCENTRATION EN MM .................................40 TABLEAU 11: DEBITS DE POINTE PAR LA METHODE RATIONNELLE EN M 3 /S - BARRAGE SIDI ABDELLAH ..41 TABLEAU 12: PLUIES MAXIMALES JOURNALIERES AJUSTEES A LA LOI DE GUMBEL DANS LES STATIONS DE REFERENCE .

.....................................................................................................41

TABLEAU 13: VALEUR DU GRADEX - BARRAGE SIDI ABDELLAH................................................41 TABLEAU 14: CALCUL DU DEBIT DE REFERENCE POUR LA METHODE DU GRADEX .............................43 TABLEAU 15: DEBITS DE POINTES PAR LA METHODE DU GRADEX - BARRAGE SIDI ABDELLAH .............43 TABLEAU 16: DEBITS DE POINTES POUR LES DIFFERENTES PERIODES DE RETOUR PAR LA METHODE DU PLAN DIRECTEUR

- BARRAGE SIDI ABDELLAH ..............................................................43

TABLEAU 17: DEBITS DE POINTES POUR LES DIFFERENTES PERIODES DE RETOUR DANS LES STATIONS DE REFERENCE .

.....................................................................................................44

TABLEAU 18: COEFFICIENTS DE FRANCOU-RODIER DANS LES STATIONS DE REFERENCE . ..................44 TABLEAU 19: DEBITS DE POINTES POUR LES DIFFERENTES PERIODES DE RETOUR PAR LA METHODE DE FRANCOU-RODIER - BARRAGE SIDI ABDELLAH ............................................................44 TABLEAU 20: DEBITS DE POINTE RETENUS POUR LE BARRAGE SIDI ABDELLAH ..............................45 TABLEAU 21 : CALCUL DE LA COURBE DE TARAGE ................................................................48 TABLEAU 22: DEBITS DE POINTE (EN M3 /S) RETENUE AU NIVEAU DE L ’ ETUDE HYDROLOGIQUE ............51 TABLEAU 23: DEBIT EVACUE ET NIVEAU DES PLUS HAUTES EAUX POUR DIFFERENTES LARGEURS DEVERSANTES .

..................................................................................................52

TABLEAU 24: CALCUL DE LA LAME D ’ EAU SUR LE PROFIL CREAGER ............................................59 TABLEAU 25: RESULTATS DE CALAGE DE COURONNEMENT ......................................................69 TABLEAU 26: CALCUL DE LA VIDANGE DE FOND ..................................................................80 TABLEAU 27: DIAMETRE DU PERTUIS ET TEMPS DE VIDANGE ...................................................80 TABLEAU 28: COTES DE LA RETENUE ..............................................................................87 TABLEAU 29: PARAMETRES DE CALCUL DE STABILITE ............................................................89 TABLEAU 30: CAS DE CHARGE ......................................................................................94

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TABLEAU 31: VALEURS MINIMALES DES COEFFICIENTS DE SECURITE AU GLISSEMENT ......................95 TABLEAU 32: VALEURS MINIMALES DES COEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT ...................96 TABLEAU 33: FOND DE VALLEE - DONNEES DE BASES ...........................................................97 TABLEAU 34: FOND DE VALLEE - EFFORTS APPLIQUES ..........................................................99 TABLEAU 35: FOND DE VALLEE - COMBINAISONS DE CHARGES .............................................. 100 TABLEAU 36: FOND DE VALLEE - COEFFICIENTS DE SECURITE AU GLISSEMENT ............................ 100 TABLEAU 37: FOND DE VALLEE - MOMENTS PAR RAPPORT AU PIED DU BARRAGE .......................... 100 TABLEAU 38: FOND DE VALLEE - COEFFICIENTS DE SECURITE AUX CONDITIONS NORMALES ............. 101 TABLEAU 39: FOND DE VALLEE - COEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES .

.................................................................................................... 102

TABLEAU 40: FOND DE VALLEE - BRAS DE LEVIER PAR RAPPORT AU CENTRE DE LA SECTION DE CONTACT ................................................................................................................. 103 TABLEAU 41: FOND DE VALLEE - EXCENTRICITES DES RESULTANTES DES EFFORTS PAR RAPPORT AU CENTRE DE GRAVITE DE LA SURFACE DE CONTACT....................................................... 103

TABLEAU 42: FOND DE VALLEE - CONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION . ........................... 104 TABLEAU 43: RIVE DROITE - DONNEES DE BASE ............................................................... 104 TABLEAU 44: RIVE DROITE - EFFORTS APPLIQUES ............................................................. 106 TABLEAU 45: RIVE DROITE - COMBINAISONS DE CHARGES ................................................... 106 TABLEAU 46: RIVE DROITE - COEFFICIENTS DE SECURITE AU GLISSEMENT ................................ 106 TABLEAU 47: RIVE DROITE - MOMENTS PAR RAPPORT AU PIED DU BARRAGE ............................... 107 TABLEAU 48: RIVE DROITE - COEFFICIENTS DE SECURITE AUX CONDITIONS NORMALES ................. 108 TABLEAU 49: RIVE DROITE - COEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES .

.................................................................................................... 109

TABLEAU 50: RIVE DROITE - BRAS DE LEVIER PAR RAPPORT AU CENTRE DE LA SECTION DE CONTACT .. 110 TABLEAU 51: RIVE DROITE - EXCENTRICITES DES RESULTANTES DES EFFORTS PAR RAPPORT AU CENTRE DE GRAVITE DE LA SURFACE DE CONTACT .

............................................................... 110

TABLEAU 52: RIVE DROITE - CONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION . ............................... 111 TABLEAU 53: RIVE GAUCHE - DONNEES DE BASE .............................................................. 111 TABLEAU 54: RIVE GAUCHE - EFFORTS APPLIQUES ............................................................ 113 TABLEAU 55: RIVE GAUCHE - COMBINAISONS DE CHARGES .................................................. 113 TABLEAU 56: RIVE GAUCHE - COEFFICIENTS DE SECURITE AU GLISSEMENT ................................ 113 TABLEAU 57: RIVE GAUCHE - MOMENTS PAR RAPPORT AU PIED DU BARRAGE .............................. 114 TABLEAU 58: RIVE GAUCHE - COEFFICIENTS DE SECURITE AUX CONDITIONS NORMALES ................. 115 TABLEAU 59: RIVE GAUCHE - COEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES .

.................................................................................................... 116

TABLEAU 60: RIVE GAUCHE - BRAS DE LEVIER PAR RAPPORT AU CENTRE DE LA SECTION DE CONTACT . 117 TABLEAU 61: RIVE GAUCHE - EXCENTRICITES DES RESULTANTES DES EFFORTS PAR RAPPORT AU CENTRE DE GRAVITE DE LA SURFACE DE CONTACT .

............................................................... 117

13

EHTP


TABLEAU 62: RIVE GAUCHE - CONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION . .............................. 118 TABLEAU 63: CONDITIONS DE MAURICE LEVY.................................................................. 119 TABLEAU 64: COEFFICIENTS DE SECURITE MINIMUM - STABILITE AU GLISSEMENT ........................ 124 TABLEAU 65: COEFFICIENTS DE SECURITE MINIMUM - STABILITE AU RENVERSEMENT .................... 124 TABLEAU 66: FOND DE VALLEE - CONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION . ........................... 125 TABLEAU 67: RIVE DROITE - CONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION . ............................... 125 TABLEAU 68: RIVE GAUCHE - CONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION . .............................. 125 TABLEAU 69: STABILITE RELATIVE AUX CONTRAINTES TRANSMISES AUX FONDATIONS . .................. 126

14

EHTP


INTRODUCTION : Les ressources en eau de la région d’Agadir sont relativement limitées. De plus, ces ressources sont dotées par une irrégularité temporelle et une répartition spatiale hétérogène. En d’autres termes, l’irrégularité et la répartition traduisent la nature de précipitation sous

forme de crues fortes. Celles-ci peuvent engendrer des inondations catastrophique causant des dégâts humains aussi que matériels considérables. Par contre, le développement socioéconomique important impose une forte demande en eau. Par conséquent, la gestion des ressources en eaux doit être régie par une stratégie efficace accompagnée par une gestion optimale visant la valorisation des ressources disponibles et en évitant des catastrophes couteuses. En effet, le Maroc adopte une politique particulièrement audacieuse pour le secteur de l’eau. Ainsi, la politique des barrages a été définie pour élargir les périmètres d’irrigation,

pour assouvir les besoins en eau potables et aussi pour protéger les sites menacés par le risque des inondations. Dans cette perspective, notre projet de fin d’étude s’inscrit amplement dans la politique de notre pays. En effet, notre travail s’articule autour d’une étude technique du barrage Sidi

Abdellah à Taroudant. Un barrage qui jouera un rôle important dans le développement de la région concernée puisqu e d’une part, il est destiné à non seulement l’irrigation des périmètres agricoles mais aussi à l’alimentation en eau potable des douars avoisinants. D’autre part, le

barrage Sidi Abdellah est destiné également à la protection des sites en avale contre les inondations.

15

EHTP


CHAPITRE I

GEOMORPHOLOGIE

16

EHTP


I. I NTRODUCTION : L'étude hydrologique pour la réalisation d'un ouvrage hydrotechnique révèle une importance considérable. Le but est donc de mettre en évidence les paramètres hydrologiques de l'oued tels que les débits des crues, les apports du bassin versant (apports liquides et solide) qui constituent la base de dimensionnement des ouvrages constituant l'aménagement d’une zone .Suite à l’inexistence de stations hydrométriques sur le long de l'oued, les apports

provenant au barrage seront estimés en utilisant les formules empiriques et les données pluviométriques des stations les plus proches pour aboutir à des résultats satisfaisants , et aussi proches que possible des conditions naturelles.

I. C ARACTERISTIQUES MORPHOLOGIQUES DU BASSIN VERSANT : La phase de la production des données caractérisant le bassin sujet de l’étude est une phase fondamentale dans l’évaluation des débits de crues. Elle permet de calculer les caractéristiques physiographiques et de drainage dans le bassin : des paramètres qui sont à la base de la compréhension du comportement hydrologique (réponse du bassin aux événements pluviométriques qui le sollicitent). On citera par exemple le temps de concentration (Tc), le coefficient de ruissellement (Cr) et les caractéristiques

de forme, relief et pentes qui en

découlent. La partie suivante décrit le processus choisi pour la production des paramètres caractéristiques du bassin et du réseau d’écoulement ainsi que les résultats obtenus, leurs

caractéristiques et leur utilité.

I.1. L E

FOND TOPOGRAPHIQUE

:

La première étape dans le processus de production des données est l’élaboration du fond topographique. Nous avons choisi les cartes topographiques d’échelle 1/50000 pour avoir un

degré de précision satisfaisant. Nous avons découpé les six (6) cartes topographiques d’échelle 1/ 50 000 couvrant la zone d’étude de telle sorte qu’elles soient adjacentes et que

les détails entre deux cartes voisines soit continu. Ensuite nous avons exporté les six cartes découpées sous format JPG : de taille 16 Mo approximativement pour l’utiliser comme un fond pour l’affichage.

17


EHTP

F IGURE 1: L E FOND TOPOGRAPHIQUE DES CA RTES 1/50 000

I.2. L E

MODELE NUMERIQUE DE TERRAIN

I.2.1.

LE

MODELE NUMERIQUE DE TERRAIN

:

Un Modèle Numérique de Terrain appelé singulièrement MNT, est une représentation numérique discrète ou continue de la forme et la position de la surface du sol. Dans notre projet nous avons besoin d’un MNT Raster. Un MNT raster est une matrice d’altitude. Il s’agit d’un ensemble de valeur numérique régulièrement espacées. Chaque valeur d’altitude représente une moyenne d’un élément de

surface de terrain. Cette distribution définit un maillage de surface, la dimension de la maille définit la résolution planimétrique du MNT. Plus la résolution est grande, plus le MNT est riche en détail. Dans ce projet, nous avons utilisé le MNT GDEM- ASTER, d’une résolution de 30m et qui a été créé en utilisant les processus de la stéréoscopie des images satellites du capteur ASTER. Ce MNT est téléchargeable à partir du site du projet « ASTER Global Digital ElevationMap ». 1 Il est organisé sous forme d’un ensemble de fichiers Raster s’étalant

1

http://www.gdem.aster.ersdac.or.jp/

18


EHTP

chacune sur 1 degré en longitude et 1 degré en latitude. Le système de coordonnées associé à ce MNT est le système international « WGS84 ». Notre zone d’étude est couverte par 9 fichiers MNT d’ASTER suivants :

Nom du MNT

Couverture en degré

ASTGTM2_N31W009

N31 - N32, W009 - W008

ASTGTM2_N30W009

N30 - N31, W009 - W008

ASTGTM2_N32W008

N32 - N33, W008 - W007

ASTGTM2_N31W008

N31 - N32, W008 - W007

ASTGTM2_N30W008

N30 - N31, W008 - W007

ASTGTM2_N32W007

N32 - N33, W007 - W006

ASTGTM2_N31W007

N31 - N32, W007 - W006

ASTGTM2_N30W007

N30 - N31, W007 - W006

ASTGTM2_N30W006

N30 - N31, W006 - W005

T ABLEAU 1: L ISTE

DES FICHIERS

MN T D ’ASTER COUVRANT

LA ZONE D ’ ETUDE

Un MNT Aster est constitué de deux fichiers : 

Le fichier d’extension DEM qui contient les valeurs d’altit ude pour chaque pixel



Le fichier d’extension NUM qui contient le nombre de scènes Aster qui ont contribué au calcul d’altitude de chaque pixel. Lorsque ces valeurs sont négatives, elles

renseignent sur les types des MNT utilisés pour remplacer les mauvaises valeurs du MNT ASTER (-1 pour SRTM3 V3, -2 pour SRTM3 V2) I.2.2.

P REPARATION

DES

MNT :

La préparation des MNT consiste à faire une mosaïque des 9 fichiers MNT couvrant la zone d’étude pour créer un modèle numérique de terrain. La mosaïque a le même système de projection que celui des MNT d’origine (WGS 84). La projection du nouveau MNT dans le

système de projection du Maroc (Lambert conique conforme, zone 2) est nécessaire. Pour ce fait, nous avons défini dans l’outil

Arc GIS une nouvelle transformation qui

permet de passer du système de coordonnées WGS 84 au système

de coordonnées

géographique marocain (Merchich) en utilisant la méthode de la translation géocentrique avec les paramètres suivants : X=-31 ; Y=-146 ; Z=-47.

19

EHTP

I.2.3.


G ENERATION VERSANT :

AUTOMATIQUE

DE

LA

LIMITE

DU

BASSIN

Le réseau hydrographique théorique et la limite du bassin versant peuvent être dérivés automatiquement à partir du MNT ASTER créé dans l’étape précédente. Dans Arc GIS, ces deux produits peuvent être générés en utilisant les fonctions de l’extension

contenu de ces deux couches est illustré dans la carte ci-dessous :

F IGURE 2: B ASSIN VERSANT DERIVE AUTOMATIQUEMENT DU MNT.

20

Arc Hydro. Le


EHTP

I.3. L A

DELIMITATION DU BASSIN VERSANT ETUDIE

I.3.1.

L’ U TILITE

:

DU BASSIN ET SES MESURES :

La délimitation d’un bassin versant par rapport à un point d’un cours d’eau est l’opération

qui consiste à déterminer les surfaces contribuant à l’alimentation d’écoulement de ce cours d’eau. La délimitation du bassin versant est nécessaire pour avoir les valeurs les plus précises

du périmètre et de la surface du bassin. Ces deux

caractéristiques sont indispensables car

elles interviennent dans le calcul de plusieurs paramètres dont l’estimation des débits prévus par le biais des formules et des méthodes déterministes. On citera aussi : 

Le temps de concentration (Tc) qui est défini par la durée nécessaire pour qu'une goutte d'eau partant du point le plus éloigné de l'exutoire du bassin versant parvienne jusqu'à celui-ci.



Le coefficient de ruissèlement, qui correspond à la part de l'eau qui n'a pas pu s'infiltrer dans le sol. Il dépend de la nature du sol, de l’occupation du sol et

de

l'intensité de l'épisode pluvieux etc… 

L’indice de compacité de Gravelius KG : permet de déterminer la configuration

géométrique et la forme du bassin tel que projeté sur un plan horizontal, cet indice est défini par le rapport périmètre du bassin au périmètre du cercle ayant même superficie. I.3.2.

LA

PROCEDURE

DE DELIMITAT ION DU BASSIN VERSANT

:

On a utilisé la mosaïque des cartes 1/50 000 comme base pour notre travail. Nous avons besoins de deux éléments géographiques pour délimiter un bassin versant : les courbes de niveau et le réseau hydrographique. Les courbes de niveau sont définies par tous les points appartenant à une courbe de même élévation. La grande échelle de nos cartes a permis de travailler avec une équidistance de 100 mètres. Les Courbes de niveau sont des éléments importants pour comprendre la nature topographique du terrain. En effet, plus les courbes de niveau sont rapprochées, plus la pente est accentuée; plus elles sont espacées, plus le relief est plat. Une courbe de niveau fermée représente un sommet ou une vallée… etc.

Nous avons respecté les règles hydrologiques suivantes : pour la délimitation du bassin versant topographique: 

Commencer et terminer le tracé à l'exutoire du cours d'eau, donc nous avons commencé la délimitation à partir du barrage Sidi Abdellah ;



Tracer la ligne de partage des eaux de la gauche vers la droite du cours d'eau ;

21


EHTP 

Distinguer les branches appartenant au cours d'eau de celles appartenant aux cours d'eau voisins ;



Relier les sommets et les vallées en passant toujours par les points des crêtes (les plus élevés du parcours) ;



Traverser perpendiculairement les courbes de niveau ;



En cas d'ambiguïté, visualiser le chemin que prendrait une goutte d’eau déposée sur la

surface pour atteindre le cours d'eau ; 

Ne jamais croiser les cours d'eau permanent digitalisé précédemment et les ruissèlements non permanents présentés dans les cartes topographiques.



Un lac ou un marais appartient à deux bassins versants s'il y a deux exutoires.

Le barrage est situé sur la carte topographique (1 :50 000) de Tamaloukt – province de Taroudant. Le site est de coordonnées de Lambert suivants : X : 171 500 Y : 408 500 La figure suivante montre le site du barrage sur la carte :

F IGURE 3: B ARRAGE S IDI A BDELLAH - T AROUDANT

22

EHTP


La numérisation des cours d’eau principal a été faite à l’aide du logiciel Arc Gis :

F IGURE 4: O UED O UAER

Par la suite la délimitation du bassin versant a été réalisée. La figure suivante présente le bassin versant en amont du barrage Sidi Abdellah :

F IGURE 5: B ASSIN

VERSANT EN AMONT DU BARRAGE

23

EHTP


La caractérisation d’un bassin versant passe par la caractérisation de son réseau. Nous avons déterminé pour chaque cours d’ea u

les caractéristiques suivantes :

La longueur du cours d’eau en Km. Le pourcentage du cours d’eau par rapport au cumul des longueurs des cours d’eau totales. L’élévation à l’amont du cours d’eau (Hmax).L’élévation à l’aval du cours d’eau en

en mètre

mètre (Hmin). La pente moyenne du cours

d’eau calculée par l’outil Arc GIS. Afin de caractériser le drainage dans ce bassin, l’identification du réseau hydrographique a

été nécessaire :

F IGURE 6: R E SEAU

HYDROGRAPHIQUE DU BASSIN EN AMONT DU BARRAGE

24


EHTP

I.4. P ARAMETRES

:

DE FORME

Ces paramètres permettent de déterminer la configuration géométrique et la forme du bassin versant telle que projetée sur un plan horizontal. I.4.1. S UPERFICIE DU BASSIN VERSANT :

La superficie du bassin versant est mesurée à l’aide de l’outil Arc gis sur les cartes topographiques de Tamaloukt et Taroudant à l'échelle 1/50000. S= 232 Km2

I.4.2.

PERIMETRE

DU BASSIN VERSANT

Le périmètre du bassin versant est calculer à l’aide

: de l’outil

Arc Gis est obtenu

directement sur la même carte et à la même échelle : P= 69 Km

Il existe différents indices morphologiques permettant de caractériser le milieu, mais aussi de comparer les bassins versants entre eux citons par exemple l’indice de compacité de Gravelius et l’indice de forme de Horton.

I.4.3.

I NDICE

DE COMPACITE DE

G RAVELIUS :

Cet indice exprime la forme du bassin versant, il est en fonction de la surface du bassin et de son périmètre. Il est défini par le rapport de périmètre du bassin au périmètre du cercle ayant la même superficie :

  Avec : P: périmètre du bassin versant (Km). A: superficie du bassin versant (Km 2).

 

25

P A

(1 )


EHTP

I.4.4.

I NDICE

DE FORME

H ORTON :

Cet indice exprime le rapport de la largeur moyenne du bassin versant à la longueur du talweg principal :

  

(2 )

Avec : A : superficie du bassin versant (Km 2) L : longueur du talweg principal (Km)

On a

1.5< K G < 1.8

et



K H< 1

Donc le bassin versant est de forme allongée.

I.5. P ARAMETRES

DE RELIEF

:

L'influence du relief sur l'écoulement se conçoit aisément, car de nombreux paramètres hydrométéorologiques varient avec l'altitude (précipitations, températures, etc.) et la morphologie du bassin. En outre, la pente influe sur la vitesse d'écoulement. Le relief se détermine lui aussi au moyen d'indices ou de caractéristiques suivants : I.5.1.

C OURBES

HYPSOMETRIQUE

:

Pour estimer ces paramètres on doit présenter la répartition hypsométrique après mesure des aires partielles comprises entre les courbes de niveau et les différentes cotes. La courbe hypsométrique fournit une vue synthétique de la pente du bassin, donc du relief. Cette courbe représente la répartition de la surface du bassin versant en fonction de son altitude. Elle porte en abscisse le pourcentage de surface totale du bassin qui se trouve audessus de l'altitude représentée en ordonnée. Elle exprime ainsi la superficie du bassin ou le pourcentage de superficie, au-delà d'une certaine altitude. Le tableau suivant nous donne la répartition des surfaces en fonction des côtes.

26


EHTP T ABLEAU 2: L A

REPARTITION DE LA SUPERFICIE DU BASSIN EN FONCTION DES ALTITUDES

Altitude

Moyenne

Superficie (km²)

Surface (%)

Superficie cumulée (km²)

Surface cumulée (%)

3400-3507

3453.5

2.12

0.94

2.12

0.94

3200-3400

3300

2.48

1.10

4.60

2.05

3000-3200

3100

4.44

1.98

9.03

4.03

2800-3000

2900

6.15

2.74

15.18

6.78

2600-2800

2700

5.46

2.44

20.64

9.22

2400-2600

2500

8.10

3.61

28.74

12.84

2200-2400

2300

10.25

4.58

38.99

17.42

2000-2200

2100

7.89

3.52

46.88

20.95

1800-2000

1900

11.88

5.30

58.76

26.26

1600-1800

1700

17.25

7.71

76.01

33.97

1400-1600

1500

23.53

10.57

99.54

44.49

1200-1400

1300

33.21

14.84

132.75

59.33

1000-1200

1100

40.25

17.98

173.00

77.32

800-1000

900

28.73

12.84

201.73

90.16

600-800

700

11.42

5.10

213.15

95.27

500-600

550

10.57

4.72

223.73

100

A partir du tableau précèdent, on trouve le diagramme hypsométrique et la courbe hypsométrique : 0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

Superficie (%) 3050

2550 ) m ( e 2050 d u t i t l A 1550 1050

550 F IGURE 7: L A

COURBE HYPSOMETRIQUE DU BASSIN VERSANT.

27


EHTP

I.5.2.

Avec :

L’ A LTITUDE

MOYENNE DU BASSIN VERSANT

    ∑  

:

(3 )

Hmoy = l’altitude moyenne en m. A

=l’aire du bassin versant en km2.

Si

=l’air comprise entre 2 courbes de niveau H, consécutives i et i+1 en Km2. Hmoy= 1560 m

I.5.3.

L’ A LTITUDE

MEDIANE

:

Elle correspond au point d’abscisse 50% sur la courbe hypsométrique

h50%= I.5.4.

LES

1440

m

ALTITUDES MINIMALE ET MAXIMALE

Elles sont obtenues directement à partir des cartes topographiques. L'altitude maximale représente le point le plus élevé du bassin tandis que l'altitude minimale considère le point le plus bas, généralement à l'exutoire. Ces deux données deviennent surtout importantes lors du développement de certaines relations faisant intervenir des variables climatologiques telles que la température, la précipitation et le couvert neigeux. Elles déterminent l'amplitude altimétrique du bassin versant et interviennent aussi dans le calcul de la pente. Hmin= 3507 m Hmax= 520 m

Le mode ou l’altitude la plus fréquente : Elle correspond au milieu de la tranche d’altitude à laquelle correspond le maximum de

superficie. h= 1100 m

I.5.5.

LE

RECTANGLE EQUIVALENT

:

La notion de rectangle équivalent ou rectangle de Gravelius, introduite par Roche (1963), permet de comparer facilement des bassins versants entre eux, en ce qui concerne l'influence de leurs caractéristiques sur l'écoulement. Le bassin versant rectangulaire résulte d'une transformation géométrique du bassin réel dans laquelle on conserve la même superficie, le même périmètre (ou le même coefficient de 28


EHTP

compacité) et donc par conséquent la même répartition hypsométrique. Les courbes de niveau deviennent des droites parallèles aux petits côtés du rectangle. La climatologie, la répartition des sols, la couverture végétale et la densité de drainage restent inchangées entre les courbes de niveau. On assimile alors notre bassin à un rectangle défini par sa longueur L eq, sa largeur l eq avec :

  √  .  /   √  .  / KG : est l’indice de compacité de Gravelius.

A : l’air du bassin versant Km 2.

(4 )

(5 )

 

Après calcul on trouve : Leq= 41.41 Km leq= 5.40 Km

I.5.6.

LA

PENTE MOYENNE DU BASSIN VERSANT

:

La pente moyenne est une caractéristique importante qui renseigne sur la topographie du bassin. Elle donne une bonne indication sur le temps de parcours du ruissellement direct donc sur le temps de concentration - et influence directement le débit de pointe lors d'une averse. On estime la pente moyenne d’un bassin à partir de la

Avec :

   

(6 )

Hmoy : l’altitude moyenne du bassin en m L

: la longueur du talweg principal en Km

   

29

courbe hypsométrique par : Im en m/Km

EHTP

I.5.7.


INDICE

:

DE PENTE GLOBALE

Cet indice sert à classer le relief des bassins.

Avec :

  



(7 )

Du =la dénivelé utile est l’l’altitude entre laquelle s’inscrit 90% de la surface du bassin. h5%=altitude correspondant 5% de la surface totale du bassin au-dessus de h5%. h95%= altitude correspondant 95% de la surface totale du bassin au-dessus de h95%.

   

I.5.8.

INDICE

DE PENTE CLASSIQUE

:

C’est une pente qui consiste à rapporter la dénivelée d’altitude entre les deux points extrêmes du bassin à la longueur du bassin définie par la longueur du rectangle équivalent.

      

(8)

Avec : hmax et hmin sont respectivement les altitudes maximale et minimale du bassin versant.

I.5.9.

D ENIVELE

   SPECIFIQUE

:

Elle compare les pentes en se basant sur la pente globale et en la corrigeant de l’effet de la surface.

    √ 

( 9 ) A : la superficie du bassin .

Ds= 834 m

D’après la deuxième classification de l’ORSTOM (Office de Recherche Scientifique de Territoire d’Outre-Mer), la dénivelée spécifique du bassin de Oued Ouaaer se trouve dans

la classe R7, donc on a un relief très fort.

30


EHTP

T ABLEAU 3: LA DEUXIEME

CLASSIFICATION DE L 'ORSTOM DES

classe

Type de relief

Intervalle de Ds

R1

Relief très faible

05 à

10m

R2

Relief faible

010 à

25m

R3

Relief assez faible

025 à

50m

R4

Relief modéré

050 à

R5

Relief assez fort

100 à

250m

R6

Relief fort

250 à

500m

R7

Relief très fort

Supérieur à 500

I.6. P ARAMETRES

100m

DU RESEAU HYDROGRAPHIQUE

La longueur totale de l’ensemble du réseau

O UEDS

:

hydrographique est mesurée à l’aide du

logiciel Arc GIS. Densité de drainage : Elle déterminée comme étant le rapport entre la longueur totale (LTotal ) sur la surface du bassin versant (A).

Ainsi :

  

( 10 ) Dd en (km/Km²)

Dd= 0.51

II. C ALCUL DE TEMPS DE CONCENTRATION : Le temps de concentration sur un bassin versant se définit comme le maximum de la durée nécessaire à une goutte d’eau pour parcourir le chemin hydrologique entre un point du bassin et l’exutoire de ce dernier.

Théoriquement on estime que Tc est la durée comprise entre la fin de la pluie nette et la fin du ruissellement. Pratiquement, le temps de concentration peut être déduit de mesures sur le terrain ou s’estimer à l’aide de formules le plus souvent empiriques faisant intervenir certaines

des caractéristiques physiques du bassin. Les formules les plus adaptées aux bassins du Maroc, et utilisées ici pour le calcul des temps de concentration se présentent comme suit : 31


EHTP

II.1.

F ORMULE

t c 

DE

GIANDOTTI :

4 S  1.5 L ( 11 )

0.8 H

Où : tc

:

temps de concentration en heures.

S

:

surface du bassin versant en km²

L

:

longueur du Talweg en km

H

=

Hmoy – Hmin en m. H a été approximée par la dénivelée maximale du bassin

versant (Hmax – Hmin) en raison de l’absence de la donnée H moy. Cette formule est la mieux adaptée aux bassins versants ruraux.

II.2.

F ORMULE t c

tc

:

S I

II.3.

VENTURA :

0.1272

S / I

temps de concentration en heures ; :

:



DE

surface du bassin versant en km² ; pente moyenne du plus long Talweg.

F ORMULE E SPAGNOLE : L 0.77 t  0.3( ) c 0 . 25 I

( 13 )

tc :

temps de concentration en heures ;

L

:

longueur du Talweg en km ;

I

:

pente moyenne du plus long Talweg.

32

( 12 )


EHTP

II.4.

LA

FORMULE DE

t c 

T URAZZA :

0.108 3

I

S . L

( 14 )

Où : tc

:

temps de concentration en heures,

S

:

surface du bassin versant en km 2.

L

:

longueur du Talweg en km,

I

:

pente moyenne du talweg en m/m.

II.5.

K IRPICH :

        

Avec :

( 15 )

tc : Temps de concentration en min ; L : Longueur du plus grand thalweg en m ; H : Dénivelée totale en m.

II.6.

V AN T E C HOW :

        √ 

Avec : tc : Temps de concentration en min ; L : Longueur du plus grand thalweg en km ; P : Pente en m/m.

33

( 16)


EHTP

II.7.

R ESULTATS : T ABLEAU 4: C ALCUL

DES TEMPS DE CONCENTRARION

Formule

tc(h)

GIANDOTTI

3.92

VENTURA

5.86

ESPAGNOLE

5.97

TURAZZA

6.09

KIRPICH

2.02

Van Te Chow

2.10

III. S YNTHESE : L’ensemble des résultats est regroupé dans le tableau suivant : T ABLEAU 5: C ARACTERISTIQUES DU BASSIN VERSANT

Caractéristiques de base Superficie (Km²)

233.00

Périmètre (Km)

69.00

Longueur (Km)

28.00

Alt max

3551.00

Alt min

480.00

Dénivelée (m)

3071.00

Pente (%)

10.97

Hmoy

1560.00

Kg

1.75

Kh

0.21

Hmoy (m)

1560.00

Altitude médiane

1440

Dd

0.49

Leq

39.60

leq

5.85 34

EHTP


CHAPITRE II

ETUDE DE CRUE

35

EHTP


I. INTRODUCTION: I.1. D ONNEES I.1.1.

D ’ E NTREE

PLUIES

:

JOURNALIERES MAXIMALES ANNUELLES

:

Trois postes pluviométriques voisins de la zone d’étude ont été retenus pour déterminer les pluies journalières maximales, (Voir Annexe 1, emplacements des stations pluviométriques) il s’agit de : T ABLEAU 6: P OSTES PLUVIOMETRIQUES DE REFERENCE .

Station

N°IRE

Période retenue

Nombre d'années

Taroudant

7984

1967-2000

34

Aoulouz

1144

1966 - 2000

35

Amsoul

1020

1978-2000

23

I.2. M ETHODOLOGIE

ADOPTEE POUR L ’ E TUDE DES CRUES

:

Le calcul des crues sera basé sur : 

La méthode rationnelle ;



La méthode du Gradex ;



Méthode de plan directeur.



Méthode de Froncou Rodier I.2.1.

M ETHODE R A T I O N N E L L E :

La formule de calcul du débit de pointe par la méthode rationnelle se présente sous la forme suivante :

Qmax (T ) 

C  P (t c , T )  S 3.6  t c

Avec C : Coefficient de ruissellement du bassin versant ; tc : temps de concentration du bassin versant ; P (tc,T) : pluie de durée t c et de période de retour T ; S : surface du bassin versant.

36

( 17 )


EHTP

Cette méthode se base sur le calcul de la pluie moyenne dans le bassin, de fréquence donnée et de durée égale au temps de concentration, soit P(tc,T) selon les données disponibles. Nous utiliserons les pluies maximales journalières pour différentes périodes de retour obtenues par l’ajustement à la loi

la plus adaptée aux échantillons de pluies maximales

journalières enregistrées dans chaque station. I.2.2.

M ETHODE

DU

GRADEX :

La méthode du Gradex s’applique à des bassins versants pouvant aller jusqu’à 5000 Km 2,

relativement imperméables et dans les crues exceptionnelles sont provoquées par les pluies et non par la fonte de neige. Pour l’application de cette méthode, on a 

procédé aux étapes suivantes :

Détermination des pluies maximales journalières annuelles (Pjmax) de trois stations avoisinant les bassins versants, à partir des séries journalières.



Ajustement par la loi de Gumbel de ces pluies maximales journalières et détermination, pour chaque station, des Pjmax(T) pour T allant de 2 à 10000ans.



Intégration spatiale des pluies maximales journalières ponctuelles sur la surface du bassin versant SIDI ABDELLAH par la méthode des polygones de Thiessen, pour des périodes de retour allant de 2 à 10000ans, et calcul du Gradex des pluies Gp(24).



Calcul du Gradex des pluies sur le temps de concentration Gp(Tc) à partir du Gradex des pluies en 24 heures.



Calcul du Gradex des débits Gd(Tc) à partir du Gradex des pluies Gp(Tc).



Le débit de pointe de référence Qp(T*) (pivot du Gradex) est pris égale à la moyenne des débits décennal résultants de la méthode rationnelle, la méthode de Froncou Rodier, Caquot 1 et Caquot 2.



Calcul des débits de pointe pour chaque période de retour par la méthode du Gradex classique.

Qmax (T )  Gd (t c )   y(T )  2.25  Q(10) Qmax(T) : débit maximum de pointe de période de retour T en m 3/s; Gd(tc) y(T) Q(10)

: gradex des débits calculé à partir du gradex des pluies de durée de tc. : variable réduite de Gumbel pour la période de retour T. : débit de pointe de référence calculé avec des méthodes empiriques.

37

( 18 )


EHTP

I.2.3.

M ETHODE

DE PLAN DIRECTEUR

L’étude du plan directeur a été amenée à utiliser

:

des méthodes empiriques pour

l’estimation de débits de fréquence rare. Cette méthode est basée sur une extrapolation qui

suit une loi exponentielle :

F  Exp kqm 

( 19 )

Dont le débit de pointe s’exprime en fonction de k et m comme suit : 1 1 Qp  103 A( ln( F )) m k

( 20 )

Qp : débit de pointe pour la période de retour T en m 3/s. A : la surface du bassin versant en km 2. F : la fréquence de dépassement 1/T. q : débit de pointe spécifique de période de retour T en l/s/km 2 m et k des paramètres régionaux définis par calage pour la zone étudié : k=0.00319 et m=0.9344 I.2.4.

F RONCOU R ODIER :

La formule la plus utilisée au Maroc pour calculer les débits de pointe s’écrit :

Qp  106 ( A 8 )(10.1k ) 10

( 21 )

Où : Q p=débit de pointe en (m 3/s) A=la superficie du bassin versant en km 2. K=coefficient de Froncou Rodier donné par la formule suivante :

   Q      ln  6     10      Qp  10  (1    A  )  ln  8     10   38

( 22 )


EHTP

Ces coefficients permettront la transposition des résultats au site de barrage Sidi Abdellah. Les stations de référence utilisées sont les deux stations hydrométriques de Lemdad et Amsoul .

II.

A PPLICATION DE LA METHODOLOGIE :

II.1.

M ETHODE

RATIONNELLE

:

Vu qu’on ne dispose pas d’enregistrements pluviométriques à proximité du site SIDI

ABDELLAH on va procéder comme suit : Constituer un échantillon de précipitations moyennes maximales journalières dans le bassin à partir des enregistrements pluviométriques relevés des trois stations Taroudant, Amsoul et Aoulouz. Ajuster une loi théorique à cet échantillon et calculer la valeur de la pluie moyenne journalière maximale correspondante à la fréquence choisie F. A partir de cette valeur on effectue le passage aux pluies moyennes maximales pour le temps de concentration à partir des formules empiriques régionales. II.1.1.

A JUSTEMENT

DES ECHANTILLONS DES

PJMAX :

L’ajustement de chacun des échantillons des pluies maximales journalières

aux différentes

lois pour les stations pluviométriques retenues, à savoir Taroudant, Amsoul Aoulouz à montrer que les trois échantillons s’adaptent bien à la loi de

Gumbel. Les séries des Pjmax

sont récapitulées en Annexe 2 L’ajustement statistique est

réalisé par l’intermédiaire du logiciel HYFRAN de la Chaire

industrielle en hydrologie statist ique de l’INRS-ETE. Les graphiques et les résultats de cet ajustement sont présentés en Annexe 3 et dans le tableau ci-dessus : T ABLEAU 7: P JMAX SELON LES DIFFERENTES PERIODES DE RETOUR DANS

LES STATIONS DE REFERENCE

Station

10 ans

20 ans

50 ans

100 ans

1000 ans

Amsoul

58,39

68,00

80,45

89,78

120,61

Taroudant

49,44

55,64

63,67

69,69

89,57

Aoulouz

58,02

65,04

74,12

80,93

103,43

39


EHTP

L’intégration spatiale des pluies maximales journalières ponctuelles sur les surfaces des

bassins versants s’est faite par la méthode des polygones de Thiessen, dont les coefficients αi figurent dans le tableau suivant : T ABLEAU 8: C OEFFICIENTS

T HIESSEN RELATIFS AUX STATIONS DE

DE

Station

Si

αi

Amsoul

502,18

0,27

Aoulouz

480,6

0,26

Taroudant

887,22

0,47

REFERENCE

Les valeurs de pluies maximales journalières moyennes (en mm) sur la surface bassin versant sont regroupées dans le tableau suivant: T ABLEAU 9: V ALEURS DES PLUIES MAXIMALES

JOURNALIERES-

B ARRAGE S IDI A BDELLAH

T

10 ans

20 ans

50 ans

100 ans

1000 ans

Sidi Abdellah

55,91

63,42

73,14

80,42

104,48

II.1.2.

P LUIE

DE DUREE EGALE AU TEMPS DE CONCENTRATION

:

Le calcul de la pluie moyenne dans chaque bassin, de fréquence donnée et de durée égale au temps de concentration, soit P(tc,T), a été fait selon la formule suivante : K

 t c 

P (t c , T )  P (24h, T )  



 24 

( 23 )

K : paramètre régional pris égal à 0.3 Le calcul donne les résultats suivants : T ABLEAU 10 : P LUIE

DE DUREE EGALE AU TEMPS DE CONCENTRATION EN MM .

T

10 ans

20 ans

50 ans

100 ans

1000 ans

Sidi Abdellah

32,66

37,05

42,73

46,98

61,04

40


EHTP

II.1.3.

D EBITS

DE POINTES

:

Les débits de pointe pour chaque période de retour ont été calculés par la formule : Qmax (T )



C  P (t c , T )  S

3.6  t c

C

: coefficient de ruissellement pris égale à 0.3

S

: surface du bassin en Km2.

( 24 )

tc : temps de concentration en h. Les résultats de calcul des débits de pointe(en m 3/s) par la méthode rationnelle sont présentés dans le tableau suivant : T ABLEAU 11 : D EBITS

DE POINTE PAR LA METHODE RATIONNELLE EN M

3

/ S - B ARRAGE S IDI A BDELLAH

T

10 ans

20 ans

50 ans

100 ans

1000 ans

Sidi Abdellah

158,56

179,84

207,40

228,05

296,28

II.2.

M ETHODE

II.2.1.

PLUIES

DU

G RADEX :

MAXIMALES JOURNALIERES

L’ajustement des échantillons de Pjmax à la loi de

:

Gumbel, réalisée dans la partie de la

méthode rationnelle, donne les résultats suivants : T ABLEAU 12 : P LUIES MAXIMALES JOURNALIERES AJUSTEES A LA LOI DE G UMBEL DANS LES STATIONS DE REFERENCE .

Station

10 ans

20 ans

50 ans

100 ans

1000 ans 10000ans

Amsoul

58,39

68,00

80,45

89,78

120,61

151,39

Taroudant

49,44

55,64

63,67

69,69

89,57

109,42

Aoulouz

58,02

65,04

74,12

80,93

103,43

125,88

L’intégration spatiale des pluies maximales journalières et

gradex ponctuels, sur la surface

des bassins versants en question par la méthode des polygones de Thiessen dont les coefficients sont indiqués précédemment : T ABLEAU 13 : V ALEUR

DU

G RADEX - B ARRAGE S IDI A BDELLAH

Station

Gradex

10ans

20ans

50ans

100ans

1000ans

10000ans

Sidi Abdellah

10,18

55,91

63,42

73,14

80,42

104,48

128,50

41


EHTP

II.2.2.

C ALCUL

DU

CONCENTRATION

GRADEX

DE

DEBIT

SUR

LE

TEMPS

DE

:

A partir du gradex des pluies journalières on calcule le gradex des pluies pour une durée égale à tc par la formule : K

 t  Gp(Tc)  Gp(24h)   c   24 

( 25 )

(en mm)

Gp (24h)= 1.15 . (1/a)

1/a = Gradex des pluies de 24h calculé K = Coefficient pris égal à 0.3

Le passage du gradex de pluie (Gp) en gradex de débit (Gd), pour une durée égale à tc, se fait par la formule suivante:

Gd t c  Gpt c   II.2.3.

D EBITS

A t c  3.6

DE POINTES

( 26 )

:

Si on considère T=10ans comme période de retour de référence, comme le préconise la méthode, alors on aura : y(10)= 2.25 Q(10)= Gd(tc).y(10) + Q0 Donc

Q0= Q(10)- Gd (tc).y(10)

Ainsi la relation finale devient :

Qmax (T )  Gd (t c )   y (T )  2.25  Q(10)

( 27 )

y(T) : est la variable réduite de Gumbel pour la période de retour T ; Q(10) : est le débit de référence de la méthode et est appelé aussi le pivot du Gradex. Il est pris égal à la moyenne des débits décennaux calculés avec la méthode rationnelle, Caquot I et Caquot II, méthode de Froncou Rodier et l’étude du plan directeur.

42


EHTP

T ABLEAU 14 : C ALCUL

DU DEBIT DE REFERENCE POUR LA METHODE DU

méthode

Q(T=10)

méthode rationnelle

158,60

Caquot I

156,54

Caquot II

164,88

Plan directeur

272

Froncou Rodier

67,00

Valeur retenue

163.80

G RADEX

Les débits de pointe pour différentes périodes de retour sont dans le tableau ci-dessous : T ABLEAU 15 : D EBITS DE POINTES PAR LA M ETHODE DU G RADEX - B ARRAGE S IDI A BDELLAH

T

10ans

20ans

50ans

100ans

1000ans

10000ans

F

0,9

0,95

0,98

0,99

0,999

0,9999

u(T)

2,25

2,97

3,90

4,60

6,91

9,21

Qmax

163,85

243,52

346,66

423,95

679,33

934,25

Qpointe

327,69

487,05

693,32

847,90

1358,65

1868,51

Le coefficient de pointe retenu est égal à 2 d’après des études antérieures.

II.3.

M ETHODE

DU PLAN DIRECTEUR

:

Les résultats donnés par cette méthode sont représentés dans le tableau ci-dessous : T ABLEAU 16 : D EBITS

DE POINTES POUR LES DIFFERENTES PERIODES DE RETOUR PAR LA METHODE DU PLAN DIRECTEUR

- B ARRAGE S IDI A BDELLAH

T

F

k

M

q

Qp

10

0,1

0,00319

0,9344

1145,78

266,97

20

0,05

0,00319

0,9344

1518,49

353,81

50

0,02

0,00319

0,9344

2020,45

470,76

100

0,01

0,00319

0,9344

2405,84

560,56

1000

0,001

0,00319

0,9344

3712,96

865,12

10000

0,0001

0,00319

0,9344

5051,61

1177,03

43


EHTP

II.4.

F RONCOU R ODIER :

Les débits de pointe ajustée par la loi de Gumbel au niveau des stations de référence sont présentés dans le tableau suivant : T ABLEAU 17 : D EBITS DE POINTES POUR LES DIFFERENTES PERIODES DE RETOUR

DANS LES STATIONS DE

REFERENCE .

Stations de référence

10ans

20ans

50ans

100ans

1000ans

10000 ans

Amsoul

246,89

306,52

383,70

441,53

632,63

823,40

Lemdad

60,82

92,35

133,17

163,76

264,84

365,73

Les coefficients de Froncou Rodier correspondants : T ABLEAU 18 : C OEFFICIENTS

DE

F RANCOU-R ODIER

DANS LES STATIONS DE REFERENCE .

Station

Surface

5ans

10ans

20ans

50ans

100ans

1000ans 10000 ans

Amsoul

960

184,73

246,89

306,52

383,70

441,53

632,63

823,40

2,56

2,81

3,00

3,19

3,31

3,62

3,85

4,94

60,82

92,35

133,17

163,76

264,84

365,73

0,28

2,28

2,61

2,90

3,07

3,45

3,71

Kp Lemdad

346

Kp

Les débits en m 3/s donnés par chaque station par la méthode de Froncou Rodier sont récapitulés dans le tableau ci-dessous : T ABLEAU 19 : D EBITS

DE POINTES POUR LES DIFFERENTES PERIODES DE RETOUR PAR LA METHODE DE

F RANCOU-R ODIER - B ARRAGE S IDI A BDELLAH

station

5ans

10ans

20ans

50ans

100ans

1000ans 10000 ans

Amsoul

64

89,21

113,73

146,34

171,32

256,53

345

Lemdad

3,37

44,82

68,96

100,59

124,50

204,41

285,16

III. CONCLUSION : Les débits calculés par les différentes méthodes ainsi que les débits de pointe retenue pour le site SIDI ABDELLAH sont récapitulés dans le tableau suivant :

44


EHTP

T ABLEAU 20 : D EBITS DE POINTE RETENUS POUR LE BARRAGE S IDI A BDELLAH

méthode

10ans

20ans

50ans

100ans

1000ans

10000ans

méthode rationnelle

158,56

179,84

207,40

228,05

296,28

-

Gradex

312,94

472,30

678,57

833,14

1343,90

1853,75

Plan directeur

266,97

353,81

470,76

560,56

865,12

1177,03

Froncou Rodier

67,01

91,34

123,46

147,91

230,47

315,00

valeur retenue

266,97

353,81

470,76

560,56

865,12

1177,03

N.B : Comme les séries de débits enregistrés au niveau des deux stations hydrométriques Lemdad et Amsoul sont courtes, on n’a pas tenu en compte des valeurs des débits de pointe

calculés par la méthode de Froncou Rodier. Pour la suite on adopte seulement les résultats du plan directeur puisque cette méthode est calée selon les caractéristiques de la zone étudié.

45

EHTP


CHAPITRE III

OUVRAGES ANNEXES

46

EHTP


I. I NTRODUCTION : Compte tenu du type de barrage considéré, le choix s’est porté sur un évacuateur à seuil

libre implanté sur le parement aval du barrage en partie centrale. Car un tel ouvrage présente l'avantage d'être plus simple à réaliser et d'être surtout plus économique et plus sécuritaire au passage des crues de période de retour supérieure à celle du projet, surtout, que cet ouvrage est dimensionné pour le passage de la crue milléniale. Notons, toutefois, que la crête du barrage étant calée au-dessus de la cote des plus hautes eaux (PHE=536.68 NGM) correspondant au passage de la crue de projet milléniale (vidange fermée). Calé à la cote de RN (534.00 NGM), le seuil déversant aura pour longueur 85 m. La largeur de la cuillère de restitution est fixée également à 85 m, largeur maximale que permet la topographie et l'étroitesse de la vallée au pied aval du barrage. Le niveau de calage de la cuillère a été volontairement arrêté à la cote (500.00 NGM) pour limiter les vitesses d’écoulement, en vue d’éviter l’apparition du phénomène de cavitation et de lancer le jet le

plus loin possible du pied aval du barrage. La vidange de fond est disposée dans le corps du barrage à la cote 496.00 NGM. Dans ce chapitre on abordera dans l’ordre les problèmes suivants : 

Courbe de tarage



Laminage de crue



Evacuateur de crue et comparaison hydraulique entre l’évacuateur à coursier lisse et un évacuateur en marche d’escalier.



La vidange de fond

II. C OURBE DE TARAGE : Pour pouvoir évaluer le niveau d’eau à l’aval du barrage, on doit avoir une courbe dite de tarage faite pour une section choisie à l’aval du site et définit la loi hauteur- débit au niveau de l’oued..

Le calcul du débit à travers cette section, se fait à l’aide de la formule de ManningStrickler suivante :

47


EHTP

Q = K s S i1/2 R 2/3

( 28 )

S

: Section mouillée

R

: Rayon hydraulique

I

: Pente moyenne du lit de l’oued évalué à 2.7%.

Ks : Coefficient de Strickler du lit de l’oued. Ce coefficient dépend de la rugosité des berges et du lit de la section transversale. Il tient en compte le matériau constitutif du chenal, le degré d'irrégularité de la surface, les variations de forme de la section transversale, les effets d’obstruction, la végétation et la sinuosité du

chenal. Le profil en travers de la section considérée est présenté en Annexe 4.Les calculs ont été effectués avec deux valeurs de coefficient Ks (30 et 35).La loi hauteur/débit obtenue est donnée dans le tableau ci-dessous et le graphe correspondant est illustrés sur Annexe 5. T ABLEAU 21 : CALCUL

DE LA COURBE DE TARAGE

Ks=30

Ks=35

Cote(NGM) Section (m²) Périmètre (m) Rh (m) Débit (m3/s)

Débit (m3/s)

470

0,00

0,00

0,00

0,00

0,00

470,5

0,88

3,67

0,24

1,67

1,95

471

3,50

7,33

0,48

10,56

12,32

471,5

7,88

11,00

0,72

31,09

36,27

472

14,00

14,66

0,95

66,89

78,04

472,5

21,86

18,33

1,19

121,20

141,40

473

31,47

21,99

1,43

197,00

229,83

473,5

42,83

25,66

1,67

297,05

346,56

474

55,93

29,33

1,91

424,00

494,66

474,5

70,28

31,17

2,26

595,78

695,07

475

85,41

33,02

2,59

793,37

925,60

48


EHTP

III. L AMINAGE DE CRUE La construction d’une digue a pour but

de créer une retenue susceptible de satisfaire des

besoins bien déterminés, sans présenter aucun obstacle pour une crue de débits importants pouvant la submerger et entraîner sa ruine par conséquent. Ce type d’avarie sera évité en projetant un évacuateur de crues dans le barrage pouvant évacuer sans risque ces débits et donc protéger la digue. Le but désiré du laminage est donc d'assurer la protection contre les inondations et la sécurité du barrage, en déterminant les caractéristiques optimales de l’évacuateur de crue.

III.1.

P RINCIPE

DE CALCUL

:

Le calcul de laminage consiste à déterminer la variation du niveau d’eau dans la retenue ainsi que les valeurs du débit sortant lors du passage d’une crue à travers les divers organes d’évacuation en fonctionnement. Notons qu’il

ne sera pas tenu compte de la participation de

la vidange de fond à l’évacuation des crues (hypothèse sécuritaire), en raison de leur très faible capacité d’évacuation par rapport à celle de l’évacuateur de surface. Le laminage de crue est basé sur la résolution de l’équation de continuité suivante :

 

 

( 29 )

(t) : débit de crue entrant pendant dt (m 3/s)

(t) : débit déversé pendant dt (m 3 /s)

dV : variation du volume de la retenue pendant l’intervalle du temps dt en (m3) dt : pas de de temps en secondes. Le débit entrant



est définit pour chaque intervalle de temps par l’hydrogramme de crue

de projet et le débit sortant du de l’évacuateur



est fonction du niveau de l’eau, de type et des caractéristiques

de crue et aussi de son équipement tandis que le volume est obtenu de la

courbe cote-volume. Considérons

    ,

les débits d’entrée,

  

V1, V2 les volumes aux instants t1 et t2 respectivement.

L’équation de continuité en termes de valeurs moyennes :

           49

les débits de sortie et


EHTP

On commence par le niveau de la cote normale calée à la cote H 1= 534 NGM et on calcule le terme :

    

Suite à la discrétisation de l’hydrogramme de crue moyennant un pas du temps

calcule la somme :



,on

        

On cherche ensuite H 2 qui vérifie l’équation suivante :

             

Pour la ligne suivante H 2 devient H1 et processus.

 

devient



La solution de cette équation nécessite la connaissance:



Du volume de réservoir en fonction de la cote.



De l’hydrogramme de crue discrétisé.



Du débit sortant en fonction du niveau de l’eau.

III.1.1.

LE

 

et on recommence le

VOLUME DE RESERVOIR EN FONCTION DE LA COTE .

La courbe du volume en fonction de la cote est présentée ci-dessous. Barrage SIDI ABDELLAH Courbe Hauteur_Volume 16 14 )12 3 10 m h ( e 8 m u 6 l o V 4

2 0 470

480

490

500

510 520 Cote(NGM)

F IGURE 8 : C OURBE H AUTEUR -V OLUME

50

DU BARRAGE

530

540

SIDI ABDELLAH

550


EHTP

III.1.2.

LE

DEBIT ENTRANT

III.1.2.1.

DONNEES

:

H Y D R O L O G I Q UE S

:

Les débits de pointe (en m 3/s) retenue au niveau de l’étude hydrologique sont récapitulés dans le tableau ci-dessous : T ABLEAU 22 : DEBITS

DE POINTE

( EN

M

3

/ S ) RETENUE

AU NIVEAU DE L’ ETUDE HYDROLOGIQUE

T (ans)

10

50

100

1000

5 000

10 000

Q (m3/s)

275

480

600

900

1 100

1 300

V (Mm3)

2.5

4.3

5.4

8.1

10

11.7

La figure suivante présente les hydrogrammes de crue pour différentes périodes de retour. 1400 1300 1200 1100 1000 ) 900 s / 800 3 m 700 ( t i 600 b 500 é D 400 300 200 100 0 -100 0

1

2

3

4

t(h) T=5000

T=100 ans

T=1000

F IGURE 9 : H YDROGRAMMES

III.1.2.2.

DEBIT

T=10000ans

DE CRUE

DE LA CRUE DE PROJET

:

La crue de projet est la crue milléniale (Barrage poids en BCR) avec : Q1000 = 900 m3/s ; V1000 = 8.1 Mm3.

51

5


EHTP

III.1.3.

C ALCUL

:

DU DEBIT SORTANT

La loi du débit sortant par l’évacuateur de crue :

   

( 30 )

QEVC : débit déversé par l’évacuateur de crue en m 3/s H : charge au-dessus du seuil en m Lef : largeur effective de l’évacuateur en m

  (    ) 

( 31 )

L : largeur totale de l’évacuateur K p : coefficient tenant compte de la forme des piliers (Kp=0,1) K a : coefficient de contraction latérale (Ka=0,1) N : nombre de piliers de l’évacuateur Dans notre cas N=0 C : coefficient de débit

Avec :

 

III.2.

 √     et Hmax est la hauteur de la lame d’eau maximale au-dessus du seuil.

R ESULTATS

DE CALCUL

:

On a effectué le calcul de laminage de la crue de projet pour plusieurs valeurs de la largeur déversante de l’évacuateur de crue. Le tableau et le graphe ci-après récapitulent les résultats du calcul. T ABLEAU 23 : D EBIT

EVACUE ET NIVEAU DES PLUS HAUTES EAUX POUR DIFFERENTES LARGEURS DEVERSANTES.

largeur déversante(m)

50

Q (m3/s)

717,94 741,79 760,12 774,59 780,71

786,29 795,95 810,88

NPHE(NGM)

537,65 537,29 537,01 536,78 536,68

536,59 536,43 536,17

lame d'eau

3,65

2,59

60

3,29

70

3,01

80

2,78

52

85

2,68

90

100

2,43

120

2,17


EHTP

Barrage Sidi ABDELLAH variation du débit et du niveau des plus hautes eaux en fonction de la largeur dévérsante

900

538

850

537.5 ) M G N 536.5 ( E H 536 P N

) s /800 3 m (750 Q

537

700

535.5

650 0

20

40

535 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 largeur dévérsante(m) Qs

F IGURE 10 : VARIATION

NPHE

DU NIVEAU DES PLUS HAUTES EAUX EN FONCTION DE LA LARGEUR DEVERSANTE

On constate que l’évolution du débit déversé par l’évacuateur de crue est de plus en plus

faible pour des largeurs déversantes supérieures à 90 m. Comme la topographie du cours d’eau permet une grande largeur, on a adopté une largeur de 85m.

Ainsi le débit évacué par le déversoir à seuil libre lors du laminage de la crue de projet milléniale (Q1000 = 900 m3/s), est de 780.71 m3/s et le niveau maximal atteint par la retenue lors du laminage de la crue de projet milléniale par le déversoir à seuil libre est de 536.68 NGM. La courbe de laminage de la crue milléniale pour la longueur nette du déversoir de 85.00 est présentée par le graphique dans Annexe 8. Le graphique de Annexe 9 permet d’illustrer le laminage de la crue décamillénale par l’évacuateur de crue à seuil libre pour une longueur déversante n ette de 85.00 m.

Les résultats ainsi obtenus montrent une capacité de rétention de la crue de projet de 13.25%, puisque les débits sortants représentent 86.75% du débit entrant (cas d’une longueur nette du déversoir de 85.00 m).

53


EHTP

IV. O UVRAGES ANNEXES : IV.1.

E VACUATEUR

:

DE CRUE

L’évacuateur de crue est un organe essentiel pour la sécurité du barrage en permettant l’évacuation de la crue de projet et la dissipation de l’énergie. Le seuil de l’évacuateur de

crue du barrage Sidi ABDELLAH est arasé à la cote RN, soit 534.00 NGM avec une largeur de 85 m. Il permet de transiter la crue de projet de fréquence milléniale (Q1000 = 900 m3/s) sous une charge de 2.68 m (NPHE = 536.68 NGM). Le débit sortant est de 780.71 m3/s pour la crue de projet et de 1152.20 m3/s pour la crue décamillénale. La crête sera convenablement profilée (profil type CREAGER) pour offrir de bonnes capacités d'évacuation et elle sera suivie par un coursier établi sur le parement aval de pente 1H/1V. IV.1.1.

PROFIL DE LA CRETE

:

Le profil du déversoir est calculé de manière à fournir la forme idéale pour une évacuation optimale de telle façon que la nappe d’eau inférieure épouse constamment la forme du corps

du barrage. La partie amont de la crête est constituée de deux arcs de cercles déterminés à partir du graphe de la Fig ure 6. Elle est suivie d’un profil de type Creager courbé qui approche le profil sous nappe et fournit une décharge optimale. La forme du seuil a été déterminée en considérant un profil USBR (US Bureau of R eclamation) :

     H0 X, Y

( 32 )

: Hauteur de dimensionnement égale à 2.68 m. : Coordonnées respectivement horizontale et verticale, l’origine du repère étant au

seuil de la crête.

54

EHTP


GEOMETRIQUES DE LA F IGURE 11 : C ARACTERISTIQUES GEOMETRIQUES

K, n

CRETE DE L ’ EVACUATEUR DE CRUE

: Coefficients déterminés à partir des abaques du ‘’ DESIGN OF SMALLDAMS.

Ils dépendent du rapport de dimensionnement ha/H 0 et du fruit du parement amont. ha étant le terme de l’énergie cinétique de la charge au-dessus de la

crête.

L’expression du débit par unité de largeur évacué évacué par le seuil déversant déversant

      

est donné par :

( 33 )

On obtient ainsi l’expression de la vitesse :

L’énergie cinétique au-dessus de la crête est donnée alors par l’expression suivante :

      Avec P= la pelle =56 m. q : débit par unité de largeur

q =9.18m3/s/ml

g : Accélération de la pesanteur

g = 9.81 m/s 2.

On trouve après calcul : Donc



=0.0013 m

ha/H0 =0.0005 55

EHTP


D’après l’abaque de la figure 15 on a : K=0.512 K =0.512 et n=1.826 L’abaque de la figure 16 donne : X c = 0.610 m et Y c=0.214 m L’abaque de la

Figure 14: donne : R 1 = 1.335 m et R 2 =0.482 m

F IGURE 12 : DETERMINATION DES

56

COEFFICIENTS

E T K E

N


EHTP

F IGURE 13 : D ETERMINATION DE X C

ET

YC

F IGURE 14 : DETERMINATION DES RAYONS R1 E T R2

La forme du profil de CREAGER est donnée par :

   

La forme du seuil de l’évacuateur de crue est présentée en Annexe 10.

IV.1.2.

C APACITE

DU SEUIL

:

L'évacuateur de surface consiste en un seuil libre calé à la cote de retenue normale 534.00 NGM. Sa longueur longueur déversante est est de 85.00 m. Le débit évacué par cet ouvrage est donné par la relation suivante :

    Q = Débit évacué ; C = Coefficient de débit débit variant avec la charge charge d'eau ;

57


EHTP

   √   

  (    )  La courbe de capacité de cet évacuateur fait l’objet de Annexe 12.

IV.1.3.

LE

COURSIER

Le profil Creager se termine au point de coordonnées (X=2.90; Y= 1.59 m) soit à la côte 532.41 NGM. A partir de ce point le coursier de pente 1H/1V commence avec l’équation de droite suivante :

  IV.1.4.

C OURBE

DE REMOUS

:

L’objectif est de déterminer l’épaisseur de la lame d’eau sur le profil CREAGER et sur le coursier pour un débit sortant maximal de l’évacuateur de crue lors du passage de la crue

milléniale de projet. IV.1.4.1. C ALCUL CR E A G E R :

DE

LA

LAME

’

D EAU

POUR

LA

PARTIE

Dans la partie supérieure du coursier « Creager », le calcul de la lame d’eau est donné par l’équation suivante :

    Sous condition

h > 0.8 H 0

d : le tirant d’eau en m. H0 : la hauteur de dimensionnement égale à 2.68 m h : la dénivelé entre la cote du point et le niveau amont.

58


EHTP

F IGURE 15 : S CHEMA

EXPLICATIF DES PARAMETRES DU CALCUL DE LA LAME D ' EAU SUR

Les résultats des calculs sont synthétisés dans le tableau et le graphe ci-après : T ABLEAU 24 : C ALCUL

∆x(m)

DE LA LAME D ’ EAU SUR LE PROFIL

C REAGER

Y

Z(NGM)

h(m)

d(m)

0,00

0,00

534,00

2,68

1,34

0,20

0,01

533,99

2,69

1,34

0,40

0,04

533,96

2,72

1,33

0,60

0,09

533,91

2,77

1,32

0,80

0,15

533,85

2,83

1,30

1,00

0,23

533,77

2,91

1,29

1,20

0,32

533,68

3,00

1,27

1,40

0,42

533,58

3,10

1,25

1,60

0,53

533,47

3,21

1,22

1,80

0,66

533,34

3,34

1,20

2,00

0,80

533,20

3,48

1,18

2,20

0,96

533,04

3,64

1,15

2,40

1,12

532,88

3,80

1,13

2,60

1,30

532,70

3,98

1,10

2,80

1,49

532,51

4,17

1,07

2,90

1,58

532,42

4,26

1,06

2,908

1,59

532,41

4,27

1,06

59

C REAGER


EHTP

La figure correspondante est représentée dans le graphe ci-dessous Barrage SIDI ABDELLAH Lame d'eau pour la partie Creager

535.5 535 534.5 ) M 534 G N ( e t 533.5 o C

533 532.5 532 0

0.5

1 1.5 abscisse en m

F IGURE 16:LAME

IV.1.4.2.

CALCUL

2

D ’ EAU SUR LE PROFIL

2.5

3

3.5

C REAGER

D E L A L A M E D EAU POUR LE COURSIER : ’

Le but de cette partie est de déterminer la ligne d’eau sur le coursier.

Le coefficient de Manning est pris égal à n=0.011 Le débit maximal évacué est égal à Q = 780.71 m3/s. La ligne d’eau est déterminée à l’aide de l’équation d’énergie suivante :

 

60

( 34 )


EHTP

V2/2g

V

Ligne de charge totale

Y Ligne d’eau

Corps du barrage

Z

Fondation L’expression de la charge totale en un point de l’évacuateur est :

  E : la charge totale Z : la côte du point en NGM Y : Epaisseur de la lame d’eau au -dessus du point en m. V

: La vitesse en ce point en m/s.

Entre deux sections Si et S i+1 distantes d e ΔX, l’équation de Bernoulli s’écrit :

  

( 35 )

Ei : la charge totale dans la section Si

Ei+1: la charge totale dans la section S i+1 ΔH : la perte de

Où

charge entre i 1 et i2

    

les Ji sont les pertes de charges par unité de longueur estimées, en utilisant

l’équation de Chézy, à : J = n2.V2 .R -4/3

Le rayon hydraulique

R = Surface mouillée / périmètre mouillé

Les résultats de ces itérations, à partir de la crête jusqu’à la cuillère, sont représentés dans le tableau de Annexe 13. 61


EHTP

Le graphique correspondant est représenté sur la figure ci-dessous. Barrage SIDI ABDELLAH la ligne d'eau de l'évacuateur de crue 540 535 530 )525 M520 G N515 ( e t o510 c

505 500 495 490 0

10

F IGURE 17 : LA

N.B :

20

30 absicce(m)

40

LIGNE D ’ EAU DE L ’ EVACUATEUR DE CRUE DE

50

60

SIDI ABDELLAH

Pour avoir une meilleur visibilité de la ligne d’eau, on a translaté la ligne d’eau de

3m .. IV.1.4.3.

CALCUL

IV.1.4.3.1.

’

DE LIGNE D EAU SUR

SAISIE DES DONNEES

HEC RAS

:

Dans cette étape on fait entrer les coordonnées des sections transversales rectangulaires, le coefficient de Manning, ainsi que la distance par rapport à la section suivante.

62

EHTP

1.1.1.1.1 I NSERTION


DES DONNEES DE L ’ E COULEMENT

:

On fait entrer le débit maximal évacué par l’évacuateur de crue de largeur nette de 85m calculé dans le laminage de crue et évalué à Qmax =780.71m3/s.

Ensuite, on fait entrer les conditions aux limites d’écoulement. On a choisi un écoulement varié entrant avec une profondeur critique d’entrée Yc

63

.


EHTP

1.1.1.1.2 R ESULTATS

DES CALCULS

:

Le logiciel nous donne le profil d’écoulement suivant :

On remarque l’écoulement reste torrentiel le long de l’évacuateur de crue.et il n’y a pas de

risque de ressaut au pied de la crête. Le logiciel donne aussi les valeurs tabulées des résultats d’écoulement : la ligne d’eau, la ligne d’énergie, la profondeur critique ainsi que la vitesse d’écoulement pour

chaque station

de calcul. Le tableau donné par HEC RAS fait l’objet de Annexe 14 IV.1.5.

DISSIPATION D ’ E NERGIE

On choisit le saut de ski pour la dissipation d’énergie qui se base sur un

changement brutal

de direction du courant torrentiel sous forme d’un jet à l’aide d’une cuillère . Ce type de dissipateur s’adapte plus pour les vallées étroites et pour des barrages à grandes

hauteurs. On utilise dans ce cas une cuillère qui permet de projeter l ’écoulement loin du pied du barrage. L’eau quitte cette structure sous forme d’un jet dont la trajectoire est donnée par l’équation suivante :

64

EHTP


        

( 36 )

X, Y : Coordonnées montrées à la figure θ

: Angle du tir du jet généralement. La valeur optimale est de 45°, mais on adopte en

général une valeur de 25°à 30°. K

: Coefficient de perte de charge par frottement air-eau égal à 0.9

H

: Energie spécifique du jet d’eau en m.

On a H =h+V 2/2g Où h est le tirant d’eau à la sortie du bec égale à 0.40 m.

Et V est la vitesse d’eau à la sortie du bec calculée à partir de ligne d’eau.

F IGURE 18 : F ORME D ’ UNE

IV.1.5.1.

GEOMETRIE

CUILLERE SIMPLE .

DE LA CUILLERE

:

Le rayon minimal R de la cuillère en foot est donné par l’équation suivante de « Design of small dams » :

   

( 37 )

Avec : q : le débit spécifique en ft 3/s/ft de largeur V : la vitesse en ft/s P : la pression dynamique normale en pounds/ft 2. Elle doit être inférieure à 1000 pounds/ft2.

65


EHTP

Toutefois, on peut retenir une valeur égale à cinq fois le tirant d’eau à l’entrée

de la

cuillère. La trajectoire du jet d’eau est illustrée sur le graphe ci-dessous : Barrage SIDI ABEDELLAH trajectoire du jet de l'évacuateur de crue

8 7 6 5 4 3 2 1 0 -1 0 -2 -3 -4 -5 -6 -7

5

10

15

20

25

F IGURE 19 : T RAJECTOIRE

30

35

40

45

50

55

60

DU JET DE L ’ EVACUATEUR DE CRUE

A partir du graphe ci-dessus on peut estimer la portée du jet de la cuillère de l’évacuateur de crue par 36 m. Elle est considérée suffisamment loin du pied du barrage et ne peut y engendrer aucune érosion. Cette portée peut être estimée par la formule suivante de « Design of Small Dams » :

   

)

Avec : h : la hauteur d’eau au niveau du bec de la cuillère.

V : la vitesse à la sortie du bec. Ɵ : l’angle de tir du saut de ski

Le calcul avec cette formule nous donne une distance de 36.14 m à l’aval de la cuillère.

66


EHTP

IV.1.5.2.

’

P R O F O N D E UR D E L A F O S S E D E R O S I O N

:

La profondeur de la fosse d’érosion est donnée par la formule suivante :

 

( 38 )

D est la profondeur de la fosse d’érosion, H est la hauteur de chute y compris la lame d’eau.

q est le débit unitaire. Le débit évacué 780.71 m 3/s on a alors : q = 9.18 m 3/s/m H = 14.91m Où la lame d’eau est égale à 0.41 m. D’où la profondeur de la fosse de dissipation est D = 11.55 m.

IV.1.6.

M UR

BAJOYER

:

La hauteur du mur latéral se fait pour chaque cote radier en ajoutant au tirant d’eau calculé

une revanche R calculée de la façon suivante :

   

Avec :  

(39 )

V : la vitesse de l’écoulement en m/s. h : le tirant d’eau en m.

La revanche maximale calculée est de 1.92 m. On adopte une revanche de 2 m pour tout le profil de l’évacuateur.

IV.1.7.

C ALAGE

DE COURONNEMENT

:

La mise en place d’une revanche permet d’éviter la submersion du barrage. Elle est prévue

au-dessus de la cote des plus hautes eaux et constitue ainsi une tranche supplémentaire d’amortissement des crues exceptionnelles.

Le niveau de c ouronnement est déterminé par l’équation de STEVENSEN et MONITOR suivante :

67


EHTP

  

( 40 )

Avec : hw : la hauteur générée par le vent donnée par la formule suivante :

Où :

      √   √  

( 41 )

F = fetch évalué à 1.2 Km. V = vitesse du vent en (Km/h). Les vitesses adoptées sont : V = 120 Km/h pour la revanche normale,

V = 60 Km/h pour la revanche minimale he : la hauteur des ondes générées par un tremblement donnée par l’équation de SATO

   

(42 )

Avec : K : accélération sismique évalué à 0.2g. T : Période sismique égale à 30 ans. H : la profondeur d’eau. Le niveau de couronnement est déterminé par la plus grande valeur donnée par les relations suivantes : 

N1=Niveau conditions normales + hmax



N2=Niveau conditions exceptionnelles + hmin

Avec hmax et hmin sont les hauteurs correspondantes respectivement aux cas normal et exceptionnel. Les résultats de ces calculs sont récapitulés dans le tableau ci-après :

68


EHTP

T ABLEAU 25 : R E SULTATS DE CALAGE DE CO URONNEMENT

hmax(m)

1,44

hmin(m)

1,29

N1 (NGM)

535,44

N2 (NGM)

537,97

Max (N1;N2)

537,97

On adopte alors une cote de la crête de 538 NGM qui correspond à la valeur maximale de N1 et N2.

V.

C OURSIER EN MARCHE D ’ E SCALIER : V.1.

I NTRODUCTION :

Au cours des deux dernières décennies, il y a eu un intérêt croissant concernant les déversoirs en marches d’escalier. Cela est dû aux progrès techniques dans la construction avec

le béton compacté au rouleau (BCR), et le niveau considérable de la dissipation d'énergie le long de cet évacuateur grâce à des bulles d ’air à l’aide de la macro rugosité crée par les marches menant à la réduction de la taille du bassin de dissipation voire l’annuler. Actuellement, l'utilisation des déversoirs en marches d’escalier est limitée à un débit

unitaire de 30 m3/s/m, en raison de la crainte de cavitation pour un débit plus grand. Dans notre cas, on a un débit spécifique à évacuer de 9.18 m3/s/m. Un coursier en marches d’escalier s’avère donc convenable pour le barrage SIDI ABDELLAH.

V.2.

H ISTORIQUE :

L'utilisation de canaux en marches pour la dissipation d'énergie n’est pas un nouveau concept développé avec l'introduction de nouvelles techniques de construction (par exemple : béton compacté au rouleau, gabions). En fait, la technique des canaux en escalier a été développée indépendamment par plusieurs anciennes civilisations, et environ 16 barrages avec déversoirs en marches ont été construits, dont la hauteur varie de 1.4m à 50 m, la largeur de 3,7 m à 150 m, et avec une hauteur de marches variant de 0,6 m à 5 m tandis que le nombre de marches varie de 2 à 14.

69


EHTP

V.3.

R EGIMES MARCHES :

V.3.1.

D ’ E COULEMENT

R EGIME

SUR

UN

EVACUATEUR

EN

EN NAPPE

Le régime en nappe se caractérise par une succession de sauts libres sur les marches. Ce régime peut intervenir à faibles débits ou pour des marches larges. PEYRES et al indiquent deux types d’écoulement en nappe : écoulement en nappe avec ressaut hydraulique

entièrement développé et écoulement en nappe avec un ressaut hydraulique partiellement développé. L’écoulement se caractérise par des jets plongeants d’une marche à l’autre et la dissipation de l’énergie se fait par la rupture des jets dans l’air et par la formation du ressaut

entièrement ou partiellement développé.

F IGURE 20 : REGIME D ’ ECOULEMENT EN NAPPE

V.3.2.

R EGIME

TRANSITOIRE

:

Le passage de l’écoulement en nappe au turbulent se fait de façon continue et graduelle par un régime de transition. Celui-ci se caractérise par l'augmentation de la décharge, la cavité sous la nappe commence à disparaître, ce qui provoque un état similaire à la stagnation. L’écoulement peut alors apparaître en nappe pour certaines marches (poches d’air dans les niches), et turbulent pour d’autres (vortex dans les niches ).

70


EHTP

F IGURE 21 : REGIME D ’ ECOULEMENT TRANSITOIRE

V.3.3.

:

REGIME TURBULENT

Ce type d’écoulement est observé pour des débits plus importants, L’eau se sépare en deux couches, l’une est coincée dans les creux des marches, l’autre glisse sur cette première couche (Chamani et Rajaratnam 1999). En apparence, l’écoulement n’a pas la f orme

des marches, il

est équivalent à un écoulement sur une paroi lisse dont la turbulence serait très élevée. La perte d’énergie se fait principalement par l’entretien des tourbillons aux creux des marches.

V.4.

C ARACTERISTIQUES

V.4.1.

R EGIME

V.4.1.1.

DES REGIMES D ’ E COULEMENT

EN NAPPE

:

:

INTRODUCTION

Les propriétés d’écoulement sur un évacuateur en marches, sont gouvernées par la hauteur de marche, sa longueur, l’inclinaison de chute par rapport à l’horizontale et le débit unitaire

71


EHTP

évacué. La majorité des recherches a développé des relations empiriques, en fonction des paramètres

 et  .

Tels que : yc est la profondeur critique. h est la hauteur de marches. l la longueur de marches. Le paramètre



représente la pente de chute.

Selon Chanson (199 4) l'apparition de l’écoulement en nappe se produit pour une valeur de

 inférieure à la valeur critique donnée par la formule:        ( 43 )

la grandeur adimensionnelle

Où :

  yc : étant la hauteur critique égale à    en m. h : hauteur d’une marche en m. l : largeur d’une marche en m . V.4.1.2. EN

DISSIPATION NAPPE :

’

D ENERGIE POUR UN ECOULEMENT

Pour le régime d’écoulement en nappe, la dissipation d’énergie peut être causée soi t

par

amortissement avec l’air, soit par impact sur la marche avec formation de ressaut hydraulique

partiel ou développé. La perte de charge totale

 

la charge maximale sur la crête

le long de l’évacuateur de crue est égale à la différence entre et la charge résiduelle Hr en bas de l’escalier.

  

q est le débit spécifique par unité de largeur. y et la lame d’eau en bas de l’escalier.

72


EHTP

Hd est la hauteur du barrage.

  

Chanson (1994) donne la relation suivante pour le calcul de la dissipation d’énergie, dans le cas d’écoulement en nappe :

       

( 44 )

Fratino et al (2000) donne la dissipation dans le cas d’un écoulement en nappe, pour seuil libre comme suit :

         



Où est un paramètre adimensionnel qui exprime la relation entre y et yc, il est donné par la relation suivante :

   √    √   Rajaratnam et Chanami (1994) donnent la formule suivante, qui dépend du nombre de marche, pour le calcul de la dissipation d’énergie dans le cas d’écoulement en nappe, pour

seuil libre :

 *+∑    ,(        

Où N et le nombre de marches et



est une fonction décroissante de

 et la pente du  

         

coursier. Si les marches du coursier sont inclinées d’un angle

par rapport à l’horizontale

est donnée par l’équation de Tatewar et Ingle (1999) ci-dessous :

Pour des marches horizontales

est donnée par la formule suivante :

73


EHTP

V.4.2.

REGIME TURBULENT

V.4.2.1.

:

INTRODUCTION

:

 dépasse la valeur précisée par Chanson      ( 45 )

Le régime turbulent apparaît quand la valeur de dans la relation suivante :

 

Pour ce régime d’écoulement, deux zones

peuvent être distinguées :



Une zone supérieure sur les bords extérieurs de l'escalier, qui forment un pseudo fond.



Une zone inférieure, sous le pseudo fond, formée par des cellules presque triangulaires, où l'eau reste captive, à l'exception de l'eau échangée avec l’écoulement

supérieur à cause de la turbulence intense. Pour un régime d’écoulement turbulent sur un coursier en marches, l’écoulement est

extrêmement turbulent et l es conditions d’aération sont satisfaites. En aval du point de début d’entraînement d’air, une couche contenant un mélange d'air et d'eau s'étend progressivement par le biais de l’écoulement et loin en aval le débit devient uniforme.

F IGURE 22 : REGIME

V.4.2.2.

DISSIPATION

’

TURBULENT

D ENERGIE

74

:


EHTP

Pour le régime turbulent en plus de la recirculation entre l’écoulement principale et l’eau

emprisonnée sur les marches, les vortex sont continuellement produits. Ces deux caractéristiques amélioren t la dissipation d’énergie pour l’écoulement turbulent. Yashuda a donné une expression générale pour la dissipation d’énergie pour un évacuateur de crues en marches d’escalier, sans tenir compte que le régime soit uniforme ou non :

Où



       

( 46 )

est la profondeur d’eau par rapport au pseudo fond.

Pour le cas d’un écoulement uniforme ou quasi -uniforme

Chanson (1994) a donné

l’expression suivante :

                  

       

Chanson (2002) a proposé pour le calcul de

la formule suivante :

f m : coefficient de frottement du courant non aéré. f m = 1.3 (selon Chanson 1993). Cmean peut être calculée selon le critère suivant développé par Matos et al. (2000)

       

( 47 )

Boes et Minor(2002) ont proposé la formule suivante pour calculer

Avec :



√  √           75

:


EHTP

V.4.3.

C A L C U L D U C O U R S I E R E N M A R C H E S D ’ E SCALIER

:

La distance X i entre la crête et le point d’entrainement de l’air est donnée par Chanson (1994):

Avec :

  

h : hauteur d’une marche en m.

 

: angle entre l’horizontale et le pseudo fond en radian.

est donné par la relation suivante :

    

La profondeur de l’eau d i dans ce point est donnée par :

    

A l’aval de ce point, le coursier est suffisamment long pour que le régime

devienne

uniforme. La profondeur caractéristique « d » en bas du coursier est calculée par la formule :

    Enfin, en se basant sur la profondeur obtenue la vitesse U w en bas du coursier peut être calculée par la formule :

  

Et La hauteur du mur latéral du coursier (mur bajoyer) hw est calculée par :

    

Où Y90 est la profondeur caractéristique où la concentration d ’air est C=90%, elle est donnée par l’équation de Minor (2002) suivante :

Avec

  76


EHTP

V.4.4. EN

  

C ONSIGNES POUR MARCHES D ’ E S C A L I E R :

V.4.4.1.

PROFIL TRANSITION :

LA CONSTRUCTION D ’ U N EVACUATEUR

DU

DEVERSOIR

ET

ZONE

DE

Un déversoir en marches d’escalier typique peut être divisé en deux zones : crête en profil conventionnel et talus en marches d’ escalier. Le profil de la crête est dimensionné pour un débit proche ou égal à la charge maximale. En règle générale, le profil se poursuit jusqu'au point de tangence, où commence la pente de chute vers le bas. Cependant, avec cela, une partie de la dissipation d'énergie potentielle est perdue, en particulier pour les déversoirs faibles. L'objectif, donc, serait à concevoir une transition de telle sorte que les avantages d'un profil standard doucine (Telles que WES ou USBR) soient conservés. Iguacel (1995) a développé un profil dans lequel la première marche commence à une distance horizontale H0/ 3 de l'axe de la crête, sa longueur étant H0/8. Les longueurs des marches suivantes jusqu’au point d’intersection avec le coursier

en marches sont H0/7, H0/6.5, H0/6, H0/5.5, H0 / 5,

H0/4.5… Quant aux hauteurs, elles sont déterminées de telle façon que le profil adopté de la crête (Creager) enveloppe ces marches de transition. Ceci est représenté dans la figure cidessous.

V.4.4.2.

HAUTEUR DES MARCHES

:

Pour les évacuateurs en marches d’escalier, la hauteur de marche est souvent gouvernée par la procédure de construction du barrage. Usuellement, la hauteur de marche est comprise 77


EHTP

entre une et quatre fois l’épaisseur

de la couche compactée, qui est de 0,3m, c'est-à-dire :

entre 0,3m et 1,2m. Les considérations hydrauliques à prendre en compte, sont la cavitation et la dissipation d’énergie.

En considérant que le débit unitaire ne dépasse pas 30 m 3/s/m, la hauteur de marche peut



être environ 0,6m pour = 30° et 0,5m pour 50°. Tatewar suggère que la valeur optimale du nombre de Froude au pied du barrage peut être environ 5,3 et que la hauteur de marche va être 1.557 yc pour une pente de 0.6/1, 2.622 yc pour 0.7/1 et 4.01 yc pour 0.8/1, mais ça donne bien sur des valeurs excessives pour la hauteur de marche, et Matos (2000) a recommandé la hauteur de marche optimale comme 0,3yc. On note que les résultats précédents et les formules de calcul citées, sont des formules de calcul empiriques, qui ont été déduites d’ essais aux laboratoires sur modèles réduits, et testées sur des prototypes.

V.5.

R ESULTATS

DE CALCUL

:

On adopte des marches de 0.8 m de hauteur et de 2 m de largeur pour lesquelles le régime turbulent est vérifié. Xi = 18.7m di = 0.82 m fe = 1.02 d = 1.16 m Uw=7.93 m/s Y90 =0.71 m hw =1 m Fr = 2.36

Quoique la dissipation d’énergie est importante dans l’évacuateur en marches d’escalier

dans notre cas on a

   , la valeur du nombre de Froude (Fr = 2.36) nécessite la

mise en place d’un bassin à ressaut.

Dans notre cas la valeur du nombre de Froude nécessite la mise en place d’un ressaut

simple. C’est un bassin simple qui ne contient pas de redents. Il est présenté dans la figure cidessous.

78

EHTP


La longueur de ce bassin est prise égale à 15m.

VI. V IDANGE DU FOND : La vidange du fond est installée dans le corps du barrage est calée à la cote 496 NGM qui correspond à un volume de stockage voisin de 1.55 hm3, et à une durée d’envasement de 15

ans.

VI.1.

D IMENSIONNEMENT

DE LA VIDANGE DE FOND

Pour ce faire, on se base sur l’équation suivante :

    ∫  ∑



: La surface de la vidange du fond en m2.

t

: le temps de vidange en s.

S(h) : Surface de la retenue au niveau h.

Zvf : Côte de la vidange de fond.

          Les résultats du calcul sont synthétisés dans les tableaux suivants :

79

( 48 )

:


EHTP

T ABLEAU 26 : C ALCUL

cote 534 532 530 528 526 524 522 520 518 516 514 512 510 508 506 504 502 500 498 496

DE LA VIDANGE DE FOND

surface surface moyenne intégrale produit section de vidange*t 0,51 0,49 0,50 0,19 0,10 0,47 0,48 0,20 0,09 0,44 0,46 0,20 0,09 0,42 0,43 0,21 0,09 0,40 0,41 0,22 0,09 0,37 0,39 0,23 0,09 0,35 0,36 0,23 0,08 0,33 0,34 0,24 0,08 0,30 0,32 0,26 0,08 0,28 0,29 0,27 0,08 0,26 0,27 0,28 0,08 0,23 0,25 0,30 0,07 0,21 0,19 0,16 0,14 0,12 0,09 0,07

0,22 0,20 0,17 0,15 0,13 0,10 0,08

0,32 0,35 0,39 0,44 0,53 0,69 1,65

0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,13

T ABLEAU 27 : D IAMETRE DU PERTUIS ET TEMPS DE VIDANGE

Temps de vidange (jrs) surface (m2) Diamètre(m) 6 3,04 1,97 7 2,61 1,82 8 2,28 1,70 9 2,03 1,61 10 1,83 1,52 11 1,66 1,45 12 1,52 1,39 13 1,40 1,34 14 1,30 1,29 15 1,22 1,24 16 1,14 1,21 17 1,07 1,17 18 1,01 1,14 19 0,96 1,11 20 0,91 1,08 21 0,87 1,05

80

0,19 0,28 0,37 0,46 0,55 0,64 0,72 0,80 0,88 0,95 1,03 1,10 1,17 1,24 1,30 1,37 1,44 1,58


EHTP

On a opté pour un pertuis de diamètre de 2 m et un temps de vidange de 5.75 jours.

VI.2.

CAPACIT E DE LA VIDANGE DU FOND :

La cote du plan d’eau amont correspondant à un débit Q, s’obtient

par application du

théorème de Bernoulli :

    Z

: la cote du plan d’eau amont

Zcalage : la cote de calage du pertuis Le terme de perte de charge  

 ∑  

contient

  La perte de charge due à la vanne amont évaluée à 0.05  La perte de charge à l’entonnement évaluée à

0.15

V 2



la perte de charge dans le pertuis, évaluée à 0.1.



les pertes de charge par frottement :



S : section de la conduite



Ks : coefficient de Strickler du conduit =80 m 1/3 /s .



Rh : rayon hydraulique du conduit en m.



Lc : longueur du conduit en m.

2 g

⁄ ⁄

On obtient ainsi le débit suivant :

  ∑

( 49 )

Avec : S est la section de la vidange de fond. Les résultats de ces calculs sont synthétisés dans les tableaux de Annexe 15 et le graphique ci-après :

81


EHTP

BARRAGE SIDI ABDELLAH TARAGE DE VIDANGE DE FOND

70 60 50

) s / 340 m ( t i 30 b é D

20 10 0 495

5 15

5 35

55 5

57 5 Cote (NGM)

F IGURE 23:: LOI C OT E -D EBIT

VI.2.1.

5 95

615

DE LA VIDANGE DU FOND

TRAJECTOIRE DU JET DE LA VIDANGE DU FOND

VI.2.1.1. FOND

GEOMETRIE

63 5

:

DE LA CUILLERE DE LA VIDANGE DU

:

On utilise une cuillère simple afin d e dévier le jet d’eau le plus loin possible. Au niveau de la cuillère, la lame d’eau a une épaisseur de

2 m. Le rayon de la cuillère est

pris cinq fois la hauteur de la lame d’eau soit 10 m.

VI.2.1.2.

TRAJECTOIRE DU JET DE LA VIDANGE DU FOND

La trajectoire du jet d’eau est donnée par la formule :

           

( 50 )

Avec : X, Y : Coordonnées montrées sur la figure de la cuillère. cuill ère. θ

: Angle du tir du jet pris égal à 30°.

K

: Coefficient de perte de charge par frottement air-eau égal à 0.9

hv

: terme d’énergie cinétique (v²/2g).

d

: tirant d’eau à la sortie de la vidange =2 m 82

:


EHTP

Sous la cote de retenue normale, le débit sortant de la vidange de fond est de 32.5 m 3/s soit une vitesse à la sortie de 10.5 m/s.

Son arrête avale fait un angle de 30° avec l’horizontal. Barrage SIDI ABEDELLAH trajectoire du jet de la vidange du fond

3 2 1 0 0

5

10

15

20

-1 -2 -3 -4 -5 F IGURE 24 : T RAJECTOIRE

DU JET DE LA VIDANGE DU FOND

Le jet est suffisamment loin du pied du barrage et ne peut y engendrer aucune érosion. La portée du jet est est égale à 12 m.

83

EHTP


CHAPITRE IV

STABILITE

84

EHTP


I. I NTRODUCTION : L’étude de stabilité consiste à évaluer la sécurité de l’ouvrage en béton vis-à-vis de quatre

conditions de stabilité : celle relative au glissement, celle relative au renversement, celle relative à l’état de contraintes transmises aux fondations

et celle relative à la stabilité interne

du béton. Ainsi le but de ce chapitre est de vérifier que les dispositions adoptées pour le barrage lui confèrent la stabilité externe requise pour les différents cas de charge. Une analyse bidimensionnelle pour les petits barrages est suffisante. Cette étude est effectuée selon deux profils amont/aval : le premier est sur l’axe du barrage (plot déversant) et

le deuxième est réalisé pour une section de rive (plot non déversant). Ces deux plots sont présentés respectivement dans les plans en Annexe 16 et Annexe 17. Le barrage de Sidi Abdellah sur l’oued Ouaar dans la province de Taroudannt et caractérisé

par une longueur en crête de 374 m pour une hauteur maximale de 68 m sur fondation. Il est réalisé en Béton Compacté au Rouleau (BCR). Le parement amont du barrage présente un fruit de 0.5H/1V, le parement aval présente un fruit de 0.7H/1V. Un voile d’étanchéité est prévu au pied amont du barrage, le drainage de la fondation est réalisé à partir d’une galerie d’injection et de drainage située à 15.87 m du parement amont du

barrage. La fondation du barrage est horizontale. La pente des rives est régulière et elle est de 3.76H/1V à 1.9H/1V en rive droite et de 1.73H/1V à 1.38H/1V en rive gauche. Les calculs bidimensionnels sont effectués pour la section présentant la plus grande hauteur en fond de vallée (plot déversant) et pour une section en rive droite correspondant une inclinaison rive-rive de 1.93H/1V et une section rive gauche correspondant à une inclinaison rive-rive de 1.73H/1V. Les conditions de chargement considérées varient selon le fonctionnement et la nature du barrage. Les différents cas de charges proposés par l’ « US Army Corps of Engineers » sont

rassemblés en Annexe 18. Pour le barrage de Sidi Abdellah, les conditions de charge testées sont : 

Barrage vide avec l’action du séisme.



Barrage à retenue normale (RN)



Barrage au niveau du PHE. 85


EHTP

Signalons que les deux cas qui intéressent le barrage Sidi Abdellah sont le cas accidentelle (PHE) et extrême (Barrage vide + séisme. Notant que tous les calculs sont effectués par mètre de largeur que ce soit pour le plot déversant ou non déversant.

II. P ARAMETRES DE CALCUL : II.1.

H YPOTHESES :

Une analyse de stabilité bidimensionnelle est réalisée suivant trois profils (amont / aval), le premier au niveau de l’évacuateur de crues (plot déversant), un profil en rive droite et un autre

profil en rive gauche. Le calcul de stabilité tient compte de l’inclinaison des rives, ainsi que l’inclinaison

amont/aval de la fondation du barrage. L’étude de stabilité consiste à évaluer la marge de sécurité vis à vis d’un risque de fissuration, de glissement et de renversement de l’ouvrage en BCR. L’équilibre statique de la structure est étudié en calculant : 

Les efforts normaux et tangentiels ;



Les moments fléchissants ;



Le coefficient de sécurité au glissement ;



Le coefficient de sécurité au renversement ;



L’état de contrainte à l’emprise du barrage.

Pour les plots de rives, il est nécessaire de tenir compte de l’inclinaison (rive-rive) des profils de calcul en rives. Cette inclinaison a une influence sur l’effort normal et par

conséquent sur la stabilité au glissement.

II.2.

P ARAMETRES :

II.2.1. •

HYDROLOGIE :

Les cotes de la retenue et les cotes à l’aval de l’ouvrage sont les suivantes :

86


EHTP

T ABLEAU 28 : C OTES

•

DE LA RETENUE

Retenue

Niveau amont

Niveau aval

Normale RN

534.00 NGM

480.10 NGM

Crue millénale PHE

536.66 NGM

485.50 NGM

Le poids de la vase à prendre en compte sera le poids

déjaugé. Le volume moyen

annuel des apports solides est de l’ordre de 0.103 hm3/an. Sur une période de 15 ans, le

volume total des apports solides peut être estimé à 1.55 hm3, ce qui correspond à un niveau d’envasement de la retenue de 496.00 NGM environ. Ce calage permet de disposer d’une tranche morte de l’ordre de 15% de la capacité totale de stockage du barrage Sidi Abdellah.

Les caractéristiques de la vase sont les suivantes :

II.2.2.

Masse volumique

:

v = 1400 kg/m

Frottement interne

:

’ = 0 °.

C A R A C T E R I S T I Q UE S

3

;

INTRINSEQUES DU BARRAGE

Les caractéristiques mécaniques du béton sont les suivantes :

II.2.3.

II.2.4.

Masse volumique

:

b = 2400 kg/m

Cohésion

:

0.5 MPa ;

Frottement interne

:

 = 45°.

C A R A C T E R I S T I Q UE S

3

;

INTRINSEQUES DE LA FONDATION

Masse volumique

:

r = 2200 kg/m

Cohésion

:

0 MPa ;

Frottement interne

:

 = 36°.

3

;

DRAINAGE

La répartition des sous-pressions prises en compte correspond à : •

La pleine pression due à la charge amont H1, au pied du parement amont ; 87


EHTP

•

La pleine pression due à la charge aval H2, lorsqu’elle existe, au pied du parement

aval. On suppose que la variation des sous pressions est linéaire. L’efficacité de drainage a été prise égale à E = 70 %, les drains sont

situés dans la galerie

de drainage et d'injection à 15.87 mètres du pied amont du barrage. II.2.5.

EF F E T

SISMIQUE

Pour comprendre l’effet du séisme sur le barrage, il est nécessaire de connaitre sa

magnitude et la distance qui sépare le site de la faille qui en est responsable. Les secousses sismiques provoquent des efforts d’inertie à la fois sur l’ouvrage et sur l’eau de la retenue et peuvent être dans n’importe quelle direction. Toutefois, l’accélération verticale ne représente que 50% de l’accélération horizontale. Raison pour laquelle on néglige souvent la composante verticale de l’effort du séisme devant le poids propre de l’ouvrage. L’intensité de l’accélération horizontale du séisme de dimensionnement est fonction de la

magnitude et de la distance horizont ale entre le site et l’épicentre du séisme. Elle est donnée par la figure ci-dessous.

F IGURE 25 : D ETERMINATION DE

L ' ACCELERATION HORIZONTALE DE DIMENSIONNEMENT .

Selon la note géologique et géotechnique, pour la région considérée et pour un rayon de 30 km on constate la magnitude ne dépasse pas la valeur de 6.5. En se basant sur la figure précédente on peut conclure que l’accélération horizontale et de 0.17 g.

88

EHTP


Il nous semble plus prudent de vérifier la stabilité du barrage en considérant une accélération horizontale maximale de 0.20 g Ces résultats sont identiques à ceux de la note géologique et géotechnique. Le séisme de projet a une accélération au sol de 0.20 g ; La prise en compte des effets sismiques est faite par la méthod e ‘’pseudo-statique’’ : •

Le mouvement du barrage est supposé celui d’un solide rigide. Pour le calcul, nous

prenons en compte pour la sollicitation horizontale les 2/3 de l’accélération soit 0.13 g. Pour la sollicitation verticale 20% de l’accélération, soit 0.04 g .

II.2.6.

R ESUME :

Le tableau suivant regroupe l’ensemble des paramètres utilisés dans le calcul de stabilité : T ABLEAU 29 : P ARAMETRES

Barrage

Vase

Béton

Fondation

drainage

Retenue normale

DE CALCUL DE STABILITE

hauteur sur fondation

69m

longueur en crête

374m

fruit amont

0,5H/1V

fruit aval

0,7H/1V

pente de rive droite

3,76/1 à 1,9/1

pente de rive gauche

1,73/1 à 1,38/1

apport solide(15 ans)

0.103 hm3/an

masse volumique de la vase

ρv = 1400 kg/m3

masse volumique du béton

ρb=2400 kg/m3

Cohésion

0,5MPa

masse volumique du béton

ρr=2200 kg/m3

Cohésion

0 MPa

densité de l'eau

1 t/m3

galerie d'injection et drainage

15,87m

efficacité de drainage

E=70%

Niveau amont

534.00 NGM

Niveau aval

480.10 NGM 89


EHTP

Effet sismique

Accélération pour sollicitation verticale

0.04

Accélération pour sollicitation horizontale

0 .13

III. E FFORTS APPLIQUES SUR LE BARRAGE : Cette partie propose d’indiquer les principes de calcul des principales actions et leurs

effets, intervenant dans la détermination des critères de stabilité du barrage Sidi Abdellah. Les principales forces prise en considération dans l’ensemble des calculs sont les suivantes : 

Poids propre ;



Poussée hydrostatique de la retenue sur le parement amont ;



La sous pression appliquée à la base ;



Poussée statique de la vase sur le parement amont ;



Poussée hydrostatique sur le parement aval.



Force sismique appliquée au poids propre ;



Force d’inertie due à la retenue du barrage à l’amont ;



Force d’inertie due à la vase à l’amont du barrage..



La force appliquée par le vent.

III.1.

E FFORTS

III.1.1.

STATIQUES

P OIDS

:

PROPRE DU BARRAGE

:

Il consiste à un effort normal dont la résultante passe par le centre de gravité de l’ouvrage.

Il est évalué pour chaque mètre de largeur par la relation suivante :

Avec :



   

( 51 )

: Poids volumique du béton (KN/m 3).

V : le volume par mètre linéaire. III.1.2.

P OUSSEE

HYDROSTATIQUE DE L ’ E A U

:

Pour cet effort, on suppose une distribution linéaire de la surface libre jusqu’au fond où la poussée est maximale. Il est aussi important de comptabiliser l’effet stabilisant de cette poussée à l’aval.

La composante horizontale est :

90


EHTP

   

Où :



3

: Poids volumique de l’eau (K N/m

( 52 )

).

H : hauteur d’eau en m. La composante verticale est :

    

Où :

( 53 )

p : le fruit du parement amont ou aval. III.1.3.

P OUSSEE

DES SEDIMENTS

:

Elle est évaluée par la relation suivante :

     

( 54 )

Avec :

 

: Poids volumique déjaugé des sédiments.

Hs : hauteur de la vase en m. : angle de frottement interne de la vase. III.1.4.

S OUS - PRESSION :

Cette poussée est défavorable pour la stabilité du barrage. En absence de drain, on considère un diagramme de contrainte trapézoïdal avec la pleine sous-pression au pied amont et une sous- pression égale au niveau d’eau aval en pied aval. Dans le cas du barrage Sidi Abdellah, on travaille sous hypothèse de drainage et d’un entretien régulier des drains, la forme du diagramme de contrainte due à la sous pression est donnée, selon la position des drains, par l’USACE ( United

comme expliqué dans la figure suivante :

91

States Army Corps of Engineers)


EHTP

F IGURE 26 : D ISTRIBUTION DES CONTRAINTES DE LA SOUS - PRESSION (USACE 1995)

A titre indicatif, il existe d’autres distributions de contraintes des

sous-pressions à savoir la

distribution adoptée par USBR (United States- Bureau of Reclamation) et la distribution adopté par FERC (Federal Energy Regulatory Commission). Ces distributions seront regroupées en Annexe 19 et Annexe 20. Efforts dynamiques : III.1.5.

F ORCE

D ’ I NERTIE DU BARRAGE

:

La force causée par le tremblement sur le massif du barrage Pb est égale à :

Où :



    

: Intensité de l’accélération horizontale en g.

W b : poids du massif du barrage.

92

( 55 )

EHTP

III.1.6.


F ORCE

D ’ I NERTIE DE L ’ E AU :

Le séisme génère aussi une poussée hydrodynamique de l’eau sur le parement amont du barrage. Elle est estimée pour chaque point de profondeur y à partir de la surface libre du réservoir par la formule de Zanger (1952) suivante :

       

( 56 )

Pe : la poussée hydrodynamique en KN/m 2.

C : coefficient adimensionnel donnant la distribution de la magnitude et des pressions. Il est donné par la relation suivante et par le graphique ci-après selon le rapport y/h et l’angle du parement amont avec la verticale.

        [       ]

( 57 )

h : profondeur totale du réservoir en m. y : profondeur du point en question en m. Cm : valeur maximale de C. W : masse volumique de l’eau en kg/m 3.

F IGURE 27:DETERMINATION DU COEFFICIENT C

Cette pression hydrostatique doit être appliquée au centre de gravité de la masse du barrage. Quant à la résultante de cette inertie, elle évaluée pour chaque mètre de largeur par la formule suivante : 93

EHTP


   

( 58 )

La poussée hydrodynamique peut également être calculée avec la relation de Westergraad suivante :

    

( 59 )

Signalons que le séisme applique aussi une poussée sur la vase. Elle est estimée par :

     

( 60 )

IV. C AS DE CHARGE Plusieurs cas de charge ont été considérés pour le calcul de stabilité. Ces cas supposent différents niveaux d’eau (RN, NPHE) combinés avec le cas de ‘’séisme’’ et le cas ‘’vase’’. T ABLEAU 30 : C AS

Efforts

RN

DE CHARGE

RN + séisme

poids Poussée hydrostatique amont RN Poussée hydrostatique amont NPHE Poussé Hydrostatique aval Poussé Hydrostatique aval NPHE sous pression RN sous pression NPHE Poussée des sédiments Force inertie de l'eau Force Inertie Barrage Force d'inertie de la vase

94

NPHE

NPHE + séisme

Vide+ Séisme


EHTP

V.

C RITERE DE STABILITE DU BARRAGE : V.1.

S TABILITE

AU GLISSEMENT

:

On étudie la stabilité du barrage par rapport au glissement pour la surface de contact entre le béton et la fondation. Le glissement du barrage se fait sur cette surface à cause des efforts appliqués.



La résistance au glissement est donnée par la relation suivante :

      

Avec

( 61 )

C : la cohésion de la fondation en KPa. Sa valeur est difficile à estimer (essai de cisaillement) et non constante dans le temps. On prend alors la valeur de 0 qui est la plus défavorable.



: Angle de frottement interne.

S : Section de contact entre le béton et la fondation en m 2 N : résultante des efforts normaux en KN Le facteur de sécurité au glissement a par conséquent la formule suivante :

  

( 62 )

Où T est la résultante des efforts tangentiels en KN. On dira que la stabilité au glissement du barrage est assurée si : Les valeurs minimales requises pour ce coefficient sont les suivantes : T ABLEAU 31 : V ALEURS MINIMALES DES COEFFICIENTS DE

Combinaison

Fg

RN

> 1.5

RN +SEISME

> 1.0

NPHE

> 1.2

NPHE + SEISME

>1.0

LAC VIDE + SEISME

> 1.1

95

SECURITE AU GLISSEMENT


EHTP

Pour les rives, la vérification est la même en prenant soin de considérer l’effort normal à la

fondation et de tenir compte de l’inclinaison relative de la semelle.

V.2.

S TABILITE

AU RENVERSEMENT

:

Le coefficient de sécurité au renversement F r est le rapport entre le moment des forces stabilisantes et le moment des forces renversantes par rapport au point aval de la base du plot :

∑    ∑

( 63 )

Les valeurs minimales requises pour ce coefficient sont les suivantes :

T ABLEAU 32 : VALEURS MINIMALES DES COEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT

V.3.

Cas de charge

Fr

RN

> 1.5

RN + SEISME

> 1.0

NPHE

> 1.3

NPHE + SEISME

>1.0

LAC VIDE + SEISME

> 1.1

C ALCUL

FONDATIONS

DES

CONTRAINTES

TRANSMISES

AUX

:

Outre que la sécurité générale vis-à-vis du glissement et du renversement, on doit aussi vérifier la stabilité pour les contraintes transmises aux fondations. Le calcul de ces contraintes se fait à l’aide de la formule de la résistance des matériaux

suivante :

       Où : N : effort normal. S : surface de contact considérée

96

( 64 )


EHTP

M : moment par rapport au centre de gravité de la section considérée. y : distance du point où on calcule la contrainte du centre de gravité de la section. I : moment d’inertie principal de la surface S. I = L3/12 Si on se limite à un mètre de largeur, on a donc : -Pour le pied amont :

     

( 65 )

Avec : b la longueur de contact de la section S e est l’excentricité de la résultante des efforts par rapport au centre de gravité de la surface

S. -Pour le pied aval :

      L’ouvrage est stable lorsque

( 66 )

le contact entre le béton et les fondations reste en

compression. Ceci est vérifié tant que l’excentricité reste au niveau du tiers central pour les conditions normales de charge (RN), au niveau de la moitié centrale pour les deux cas de conditions accidentelles (PHE et Vide + Séisme) et au niveau de la base pour les conditions extrêmes de charges.

V.4.

R ESULTATS :

V.4.1.

P LOT

DEVERSANT

V.4.1.1.

FOND

V.4.1.1.1.

:

DE VALLEE

D ONNEES

T ABLEAU 33 : F OND

:

DE BASES

DE VALLEE

:

- D ONNEES

DE BASES

Données β

INCLINAISON AMONT-AVAL

0

a

COEFFICIENT DU SEISME =

0.13

CS

COHESION STATIQUE =

20

97

°

KPa


EHTP

Données CD

COHESION DYNAMIQUE =

0

KPa

φ '

ANGLE DE FROTTEMENT =

36

°

ZC

CRETE =

534

NGM

ZF

FOND DE FOUILLE =

470

NGM

ZV

FOND DE VALLEE =

480

NGM

RN

RETENUE NORMALE =

534

NGM

LC

LARGEUR EN CRÊTE =

4.88

m

H1

HAUTEUR1 =

64

m

m

FRUIT AMONT =

0.5

n1

FRUIT AVAL 1 =

0.7

n2

FRUIT AVAL 2 =

0.7

n3

FRUIT AVAL 3 =

0.7

LB

LARGEUR DE BASE =

81.68

m

SB

SURFACE DU BARRAGE =

2762

m²

γb

(M/V) DU BETON=

2.4

t/m3

g

PESANTEUR =

9.81

m/s2

NPHEM

NPHE AMONT =

536.66 NGM

NPHEEM NPHEE AMONT =

537.44 NGM

ETIAGEV ETIAGE AVAL =

480.1

NGM

NPHEV

NPHE AVAL =

485.5

NGM

ZG

NIVEAU DE LA GALERIE DE PIED =

482

NGM

EffD

EFFICACITE DU DRAIN =

70%

Dd

DISTANCE DE DRAINAGE =

15.87

m

ZVDF

COTE DE LA VIDANGE DE FOND =

496

NGM

HV

LA PROFONDEUR DE LA VASE =

26

m

γv

(M/V) DE LA VASE =

1.4

t/m3

98


EHTP

Données ϕ'

ANGLE DE FROTTEMENT VASE =

HB

HAUTEUR TOTALE DE LA RETENUE = 67.44

m

YB

HAUTEUR D'EAU DU PROFIL D'ETUDE =

64

m

Cm

COEFFICIENT DE WESTERGAARD =

0.73

Pe

FORCE D'INERTIE DE L'EAU =

6.06

t/m2

XG

ABSCISSE DU CENTRE DE GRAVITE

6.59

m

YG

ORDONNEE DU CENTRE DE GRAVITE 492.54 NGM

V.4.1.1.2.

0

°

RESULTATS :

T ABLEAU 34 : F OND

DE VALLEE

Charges

- E FFORTS

APPLIQUES

H

Poids

V 65214.99648

Poussée hydrostatique amont RN

20090.88

10045.44

Poussée hydrostatique amont NPHE

21760.9344

10880.4672

Poussé Hydrostatique aval

500.35905

350.251335

Poussé Hydrostatique aval NPHE

1178.42625

824.898375

sous pression RN

18041.13495

sous pression NPHE

21356.5715

Poussée des sédiments

4642.092

Force inertie de l'eau

2759.101997

Force Inertie Barrage

8477.949542

Force d'inertie de la vase

704.05062

99

2321.046

2608.599859


EHTP

T ABLEAU 35 : F OND

DE VALLEE

- C OMBINAISONS

DE CHARGES

Efforts RN

RN + séisme

NPHE

NPHE + Séisme

H

- 24 232.61

- 36 173.72

- 25 224.60

-37 165.70

- 8 477.95

V

59 890.60

57 282.00

57 884.84

55 276.24

62 606.40

T ABLEAU 36 : F OND DE VALLEE - C OEFFICIENTS DE

Vide+ Séisme


Efforts

RN

RN + séisme

NPHE

NPHE+SEISME Vide+ Séisme

Fg(C=0)

1.80

1.15

1.67

1.08

T ABLEAU 37 : F OND

Charges poids

DE VALLEE

H

- M OMENTS

PAR RAPPORT AU PIED DU BARRAGE

Bras de levier (m)

V -

5.37

65 215.00

43.09

Mv

Mh

2 810 114.20

-


20 090.88

10 045.44

71.01

21.33

713 360.18 - 428 605.44


21 760.93

10 880.47

70.60

22.15

768 204.77 - 482 047.18


500.36

350.25 2.36

3.37

-

825.43 -

1 684.54


1 178.43

824.90 3.62

5.17

-

2 983.38 -

6 088.54

sous pression RN

-

18 041.13

51.76

-

933 837.12

-

sous pression NPHE

-

21 356.57

49.40

- 1 055 013.55

-


4 642.09

Force inertie de l'eau RN

2 759.10


8 477.95


704.05

2 321.05 77.35 2 608.60 43.09 -

100

8.67 25.60 22.54 10.40

-

179 525.17 -

40 231.46

- -

70 633.01

112 404.57 - 191 092.98 - -

7 322.13


EHTP

T ABLEAU 38 : F OND

DE VALLEE

- C OEFFICIENTS DE SECURITE AUX CONDITIONS NORMALES

RN

RN + séisme

Charges

stabilisant

poids

2 810 114.20

Poussée amont RN

713 360.18

déstabilisant

stabilisant

déstabilisant

2 810 114.2 - 428 605.44

713 360.18 - 428 605.44

Poussée amont NPHE Poussé aval

- 2 509.97

- 2 509.97

- 933 837.12

- 933 837.12

Poussé aval NPHE sous pression RN sous pression NPHE Poussée des sédiments

179 525.17

- 40 231.46

179 525.17 - 40 231.46


- 70 633.01


- 303 497.55


- 7 322.13

Moments

3 702 999.5

Coefficients de sécurité

2.64

- 1 405 184.0

3 702 999.5 - 1 786 636.6 2.07

101


EHTP

T ABLEAU 39 : F OND

DE VALLEE

- C OEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES.

NPHE Charges poids

NPHE+ Séisme

stabilisant

déstabilisant

2 810 114.20

Vide+ Séisme

stabilisant

déstabilisant

2 810 114.20

stabilisant

déstabilisant

2 810 114.20

Poussée amont RN Poussée amont NPHE

768 204.77

-

482 047.18

-

9 071.92

768 204.77

-

482 047.18

-

9 071.92

Poussé aval Poussé aval NPHE sous pression RN sous pression NPHE Poussée des sédiments

- 1 055 013.55 179 525.17

- 40 231.46

- 1 055 013.55 179 525.17

- 40 231.46


- 70 633.01


- 303 497.55


- 7 322.13

Moments Coefficients de sécurité

3 757 844.1

- 1 586 364.1

3 757 844.1

2.37

-1 967 816.8 1.91

102

- 303 497.55

2 810 114.20

- 303 497.55

9.26


EHTP

T ABLEAU 39 : F OND

DE VALLEE

- C OEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES.

NPHE Charges

NPHE+ Séisme

stabilisant

poids

déstabilisant

Vide+ Séisme

stabilisant

2 810 114.20

déstabilisant

2 810 114.20

stabilisant

déstabilisant

2 810 114.20


768 204.77

-

482 047.18

-

9 071.92

768 204.77

-

482 047.18

-

9 071.92


- 1 055 013.55 179 525.17

- 1 055 013.55

- 40 231.46

179 525.17

- 40 231.46


- 70 633.01


- 303 497.55


- 7 322.13

Moments

3 757 844.1


- 1 586 364.1

3 757 844.1

2.37

-1 967 816.8

- 303 497.55

2 810 114.20

1.91

- 303 497.55

9.26

102


EHTP T ABLEAU 40 : F OND

DE VALLEE

- B RAS

DE LEVIER PAR RAPPORT AU CENTRE DE LA SECTION DE CONTACT

Bras de levier par rapport au centre de la section Charges poids

Mh 2.25

Mv

Mtotal

146 733.74

146 733.74

Poussée hydrostatique amont 30.17 RN

21.33

- 428 605.44

303 104.41

- 125 501.03

Poussée hydrostatique amont 29.76 NPHE

22.15

482 047.18

323 846.49

- 158 200.70


38.48

3.37

1 684.54

- 13 478.84

- 15 163.38


37.22

5.17

- 6 088.54

- 30 705.47 - 36 794.00

sous pression RN

10.92

- 197 037.17 - 197 037.17

sous pression NPHE

8.56

- 182 811.17 - 182 811.17


36.51


8.67

- 40 231.46

25.60

- 70 633.01

84 733.65

44 502.19 - 70 633.01


EHTP T ABLEAU 40 : F OND

DE VALLEE

- B RAS


Bras de levier par rapport au centre de la section Charges

Mh

poids

2.25

Mv

Mtotal

146 733.74

146 733.74

Poussée hydrostatique amont 30.17 RN

21.33

- 428 605.44

303 104.41

- 125 501.03

Poussée hydrostatique amont 29.76 NPHE

22.15

482 047.18

323 846.49

- 158 200.70


38.48

3.37

1 684.54

- 13 478.84

- 15 163.38


37.22

5.17

- 6 088.54

- 30 705.47 - 36 794.00

sous pression RN

10.92

- 197 037.17 - 197 037.17

sous pression NPHE

8.56

- 182 811.17 - 182 811.17


36.51

Force inertie de l'eau Force Inertie Barrage

2.25

Force d'inertie de la vase T ABLEAU 41 : F OND

DE VALLEE

8.67

- 40 231.46

25.60

- 70 633.01

22.54

- 191 092.98

10.40

- 7 322.13

84 733.65

44 502.19 - 70 633.01

- 5 869.35

- 196 962.33 - 7 322.13

- E XCENTRICITES DES RESULTANTES DES EFFORTS PAR RAPPORT AU CENTRE

DE GRAVITE DE LA SURFACE DE CONTACT.

Efforts

RN

RN + séisme

NPHE


H

- 24 232.61

- 36 173.72

- 25 224.6

37 165.70

- 8 477.95

V

59 890.60

57 282.00

57 884.84

55 276.24

62 606.4

M

146 465.6

421 383.1

186 569.9

461 487.40

50 228.5

e

2.45

7.36

3.22

8.35

0.80

103


EHTP

T ABLEAU 42 : F OND

DE VALLEE

- C ONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION .

Efforts

Contrainte amont(Kpa) Contrainte aval(Kpa)

moyenne(Kpa)

RN

601.51

864.96

733.23

RN + séisme

322.33

1080.26

701.30

NPHE

540.89

876.47

708.68

NPHE+SEISME

261.71

1091.77

676.74

Vide+ Séisme

721.31

811.66

766.48

V.4.2.

P LOT

NON DEVERSANT

V.4.2.1.

R I V E

V.4.2.1.1.

DROITE

:

:

D ONNEES

DE BASES

I VE DROITE - D ONNEES T ABLEAU 43 : R IVE

: DE BASE

Données α

INCLINAISON DE LA RIVE

27

a


0.13

CS

COHESION STATIQUE =

0

KPa

CD


0

KPa

φ '

ANGLE DE FROTTEMENT FROTTEMENT =

36

°

ZC

CRETE =

538

NGM

ZF

FOND DE FOUILLE =

470

NGM

ZV

FOND DE VALLEE =

480

NGM

RN

RETENUE NORMALE =

534

NGM

LC

LARGEUR EN CRÊTE =

4.88

m

H1

HAUTEUR1 =

64

m

H2

HAUTEUR2 =

58.12

m

H3

HAUTEUR3 =

m

FRUIT AMONT =

0.5

n1

FRUIT AVAL 1 =

0.7

m

104


EHTP

Données n2

FRUIT AVAL 2 =

0.7

n3

FRUIT AVAL 3 =

0.7

LB

LARGEUR DE BASE =

81.68

m

γb

(M/V) DU BETON=

2.4

t/m3

g

PESANTEUR =

9.81

m/s2

NPHEM

NPHE AMONT =

536.66 NGM


537.44 NGM


480

NGM

NPHEV

NPHE AVAL =

485.5

NGM

ZG


482

NGM

EffD


70%

Dd


15.36

m

ZVDF


496

NGM

HV


26

m

γv

(M/V) DE LA VASE =

1.4

t/m3

ϕ'

ANGLE DE FROTTEMENT FROTTEMENT VASE =

0

°

HB


m

YB


64

m

Cm

COEFFICIENT COEFFICIEN T DE WESTERGAARD =

0.73

Pe


6.06

t/m2

XG


4.57

m

YG

ORDONNEE DU CENTRE DE GRAVITE = 493.2

105

NGM


EHTP

V.4.2.1.2.

RESULTATS :

T ABLEAU 44 : R IVE I VE DROITE - E FFORTS

Charges

APPLIQUES

H

V

poids

65559.68


20090.88

10045.44


21760.93

10880.47


490.5

343.35


1178.43

824.90

sous pression RN

17911.96

sous pression NPHE

21266.99


4642.09


2715.180


8522.76


704.05

I VE DROITE - C OMBINAISONS T ABLEAU 45 : R IVE

2321.05

2622.39

DE CHARGES

Efforts RN

RN + séisme

NPHE +Sédiments


H

- 24 242.47

- 36 184.46

- 8 522.76

-37 166.59

- 19 600.38

V

60 357.56

57 735.17

62 937.29

55 696.72

58 036.51

T ABLEAU 46 : R IVE I VE DROITE - C OEFFICIENTS

Efforts

RN +

RN + séisme

NPHE

Fg(C=0)

1.81

1.16

1.68

106

DE SECURITE AU GLISSEMENT

NPHE+SEISME

Vide+ Séisme

1.1

5.37


EHTP

T ABLEAU 47 : R I VE

Charges Poids

DROITE

H

- M OMENTS

Bras de levier (m)

V -


Mv

65 559.68 43.11

Mh

2 826 277.83

-


20 090.88

10 045.44

71.01

21.33

713 360.18 - 428 605.44


21 760.93

10 880.47 70.60

22.15

768 204.77 - 482 047.18


490.50

343.35 2.33

3.33

-

801.15 -

1 635.00


1 178.43

824.90 3.62

5.17

-

2 983.38 -

6 088.54

sous pression RN

-

17 911.96 51.72

-

926 370.36

-

sous pression NPHE

-

21 266.99 49.31

- 1 048 628.79

-


4 642.09

2 321.05 77.35

8.67


2 715.18

-

25.60


8 522.76

2 622.39 43.11

23.20

-

10.40


704.05

107

-

179 525.17 -

40 231.46

- -

69 508.61

113 051.11 - 197 728.00 - -

7 322.13

EHTP


T ABLEAU 48 : R I VE DROITE - C OEFFICIENTS DE SECURITE AUX CONDITIONS NORMALES

RN Charges

RN +séisme

stabilisant

Poids

déstabilisant

stabilisant

2 826 277.83

Poussée amont RN

713 360.18

déstabilisant

2 826 277.83 -

428 605.44

713 360.18 -

428 605.44

-

2 436.15

-

2 436.15

-

926 370.36

-

40 231.46

Poussée amont NPHE Poussé aval Poussé aval NPHE sous pression RN

- 926 370.36

sous pression NPHE Poussée des sédiments

179 525.17

179 525.17

- 40 231.46


-

69 508.61


-

310 779.11


-

7 322.13

Moments

3 719 163.18


- 1 397 643.42

3 719 163.18 - 1 785 253.26

2.66

2.08

108

EHTP


T ABLEAU 49 : R I VE DROITE - C OEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES.

NPHE Charges Poids

stabilisant

NPHE+SEISME déstabilisant

2 826 277.83

stabilisant

Vide+ Séisme déstabilisant

2 826 277.83

stabilisant

déstabilisant

2 826 277.83


768 204.77

-

482 047.18

-

9 071.92

768 204.77

-

482 047.18

-

9 071.92


- 1 048 628.79

-

40 231.46


-

69 508.61


-

310 779.11


-

7 322.13

Moments Coefficients de sécurité

179 525.17

3 774 007.77 2.39

-

40 231.46

- 1 048 628.79

- 1 579 979.35

179 525.17

3 774 007.8 1.92

-1 967 589.20

- 310 779.11

2 826 277.83 9.09

109

- 310 779.11


EHTP

T ABLEAU 49 : R I VE DROITE - C OEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES.

NPHE Charges

NPHE+SEISME

stabilisant

Poids

déstabilisant

2 826 277.83

Vide+ Séisme

stabilisant

déstabilisant

stabilisant

2 826 277.83

déstabilisant

2 826 277.83


768 204.77

-

482 047.18

-

9 071.92

768 204.77

-

482 047.18

-

9 071.92


- 1 048 628.79

-

40 231.46


-

69 508.61


-

310 779.11


-

7 322.13

Moments

179 525.17

3 774 007.77


-

40 231.46

- 1 048 628.79

- 1 579 979.35

2.39

179 525.17

3 774 007.8

- 310 779.11

-1 967 589.20

2 826 277.83

1.92

- 310 779.11

9.09

109


EHTP T ABLEAU 50 : R I VE

DROITE

- B RAS


Bras de levier par rapport au centre de la section Charges poids

Mh 2.27

-

Mv -

Mtotal

148 820.48

148 820.48


30.17

21.33

- 428 605.44

303 104.41 - 125 501.03


29.76

22.15

- 482 047.18

323 846.49


38.51

3.33

-

1 635.00

- 13 221.26 -

14 856.26


37.22

5.17

-

6 088.54

- 30 705.47 -

36 794.00

sous pression RN

10.88

-

-

- 194 845.87 - 194 845.87

8.47

-

-

- 180 085.08 - 180 085.08

sous pression NPHE Poussée des sédiments Force inertie de l'eau RN

36.51 -

8.67

-

40 231.46

25.60

-

69 508.61

- 158 200.70

84 733.65 - -

44 502.19 69 508.61



DROITE

- B RAS



Mh

poids

2.27

Mv

-

-

Mtotal

148 820.48

148 820.48


30.17

21.33

- 428 605.44

303 104.41 - 125 501.03


29.76

22.15

- 482 047.18

323 846.49


38.51

3.33

-

1 635.00

- 13 221.26 -

14 856.26


37.22

5.17

-

6 088.54

- 30 705.47 -

36 794.00

sous pression RN

10.88

-

-

- 194 845.87 - 194 845.87

8.47

-

-

- 180 085.08 - 180 085.08

sous pression NPHE Poussée des sédiments

36.51


-


2.27


-

8.67

-

40 231.46

25.60

-

69 508.61

23.20

- 197 728.00

10.40

-

- 158 200.70

84 733.65

44 502.19

- - 5 952.82

7 322.13

69 508.61

- 203 680.82 - -

7 322.13

T ABLEAU 51 : R I VE DROITE - E XCENTRICITES DES RESULTANTES DES EFFORTS PAR RAPPORT AU CENTRE DE GRAVITE DE LA SURFACE DE CONTACT.

Efforts RN

RN + séisme

NPHE

H

- 24 242.47 -

36 184.46 - 25 224.6

V

60 357.56

57 735.17

M

141 880.50

422 392.05

e

2.35

7.32

NPHE + SEISME

Vide+ Séisme

-37 166.59 - 8 522.76

58 319.11 55 696.72

62 937.29

181 757.1 462 268.66 54 860.34 3.12

110

8.30

0.87


EHTP

T ABLEAU 52 : R I VE DROITE - C ONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION .

Contrainte amont(Kpa)

Efforts

Contrainte aval(Kpa)

moyenne(Kpa) 738.95

RN

611.35

866.55

RN + séisme

326.98

1 086.72

706.85

NPHE

550.54

877.45

713.99 681.89

NPHE+SEISME

266.16

1097.62

Vide+ Séisme

721.20

819.87

V.4.2.2.

R I V E

V.4.2.2.1.

770.53

GAUCHE:

D ONNEES


DE BASES

GAUCHE

- D ONNEES

: DE BASE

Données α

INCLINAISON DE LA RIVE

30

β

INCLINAISON AMONT-AVAL

0

a


0.13

CS

COHESION STATIQUE =

20

KPa

CD


0

KPa

φ '

ANGLE DE FROTTEMENT =

36

°

ZC

CRETE =

538

NGM

ZF

FOND DE FOUILLE =

491.65 NGM

ZV

FOND DE VALLEE =

501

NGM

RN

RETENUE NORMALE =

534

NGM

LC

LARGEUR EN CRÊTE =

7

m

H1

HAUTEUR1 =

37.15

m

H2

HAUTEUR2 =

37.15

m

111

°


EHTP

Données H3

HAUTEUR3 =

m

m

FRUIT AMONT =

0.5

n1

FRUIT AVAL 1 =

0.7

n2

FRUIT AVAL 2 =

0.7

n3

FRUIT AVAL 3 =

0.7

LB

LARGEUR DE BASE =

56.18

m

SE

SURFACE DES EVIDEMENTS =

8

m²

SB

SURFACE DU BARRAGE =

1337

m²

γb

(M/V) DU BETON=

2.4

t/m3

g

PESANTEUR =

9.81

m/s2

γe

(M/V) EAU =

1

t/m3

NPHEM

NPHE AMONT =

536.66 NGM


537.44 NGM


480

NGM

NPHEV

NPHE AVAL =

485.5

NGM

ZG


482

NGM

EffD


70%

Dd


15.87

m

ZVDF


496

NGM

HV


4.35

m

γv

(M/V) DE LA VASE =

1.4

t/m3

ϕ'

ANGLE DE FROTTEMENT VASE =

0

°

HB


m

YB


42.35

m

Cm

COEFFICIENT DE WESTERGAARD =

0.73

Pe


4

112

t/m2


EHTP

Données XG


YG

ORDONNEE DU CENTRE DE GRAVITE = 507.86 NGM

V.4.2.2.2.

3.39

m

RESULTATS :

T ABLEAU 54 : R I VE GAUCHE - E FFORTS

Charges

APPLIQUES

H

V

Poids

31656.64


8797.23

4398.61


9902.33

4951.17


665.719

466.00


185.519

129.86

sous pression RN

1371.73

sous pression NPHE

3627.61


129.941


1151.11


4115.36


19.7077


GAUCHE

64.97

1266.27

- C OMBINAISONS

DE CHARGES

Efforts RN

RN + séisme

NPHE

NPHE+ SEISME

H

-8 261.45

-13 547.63

-9 846.76

-15 132.94

-4 115.36

V

35 214.49

33 948.23

33 175.03

31 908.77

30 390.37


Efforts

RN

Fg(C=0) 3.10

GAUCHE

- C OEFFICIENTS DE


RN + séisme

NPHE

NPHE+ SEISME

1.82

2.45

1.53

113

Vide+ Séisme 5.37

Vide+ Séisme


EHTP


GAUCHE

- M OMENTS


V

Bras de levier (m)

Mv

poids

31 656.64

29.62

937 511.35

Poussée hydrostatique amont RN 8 797.23

4 398.61

49.12

14.12

216 067.25

-124 187.53

Poussée hydrostatique amont NPHE 9 902.33

4 951.17

48.73

14.90

241 259.53

-147 588.16


665.72

466.00

2.72

3.88

-1 266.75

-2 585.21


185.52

129.86

1.43

2.05

-186.35

-380.31

sous pression RN

1 371.73

108.61

-148 990.09

sous pression NPHE

3 627.61

56.53

-205 059.50

Poussée des sédiments 129.94

64.97

55.46


1 151.11

0.00


4 115.36

1 266.27


19.71

Charges

H

114

29.62

Mh

1.45

3 602.93

-188.41

16.94

0.00

-19 499.83

16.21

-37 500.45

-66 710.03

1.74

0.00

-34.29


EHTP

T ABLEAU 58 : R I VE GAUCHE - C OEFFICIENTS DE SECURITE AUX CONDITIONS NORMALES

RN Charges

stabilisant

poids

937 511.35

Poussée amont RN

216 067.25

RN + séisme déstabilisant

stabilisant

déstabilisant

937 511.35 -124 187.53

216 067.25

-124 187.53

Poussée amont NPHE Poussé aval

-3 851.96

-3 851.96

-148 990.09

-148 990.09

Poussé aval NPHE sous pression RN sous pression NPHE Poussée des sédiments

3 602.93

-188.41

3 602.93

-188.41


-19 499.83


-104 210.49


-34.29

Moments

1 157 181.53


4.17

1 157 181.53

-277 218.00

-400 962.61

2.89

115


EHTP

T ABLEAU 59 : R I VE GAUCHE - C OEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES.

NPHE Charges

stabilisant

poids

937 511.35

déstabilisant

NPHE+SEISME

Vide+ Séisme

stabilisant

stabilisant

déstabilisant

937 511.35

déstabilisant

937 511.35


241 259.53

-147 588.16

241 259.53 -147 588.16

Poussé aval Poussé aval NPHE

-566.67

-566.67

-205 059.50

-205 059.50

sous pression RN sous pression NPHE Poussée des sédiments

3 602.93

-188.41

3 602.93

-188.41


-19 499.83


-104 210.49


-34.29

Moments

1 182 373.81


3.35

-353 402.75

-104 210.49

1 182 373.8 -477 147.36

937 511.35

2.47

9.00

116

-104 210.49


EHTP

T ABLEAU 59 : R I VE GAUCHE - C OEFFICIENTS DE SECURITE AU RENVERSEMENT AUX CONDITIONS EXTREMES.

NPHE Charges

stabilisant

déstabilisant

poids

937 511.35

NPHE+SEISME

Vide+ Séisme

stabilisant

stabilisant

déstabilisant

937 511.35

déstabilisant

937 511.35


241 259.53

-147 588.16

241 259.53 -147 588.16

Poussé aval Poussé aval NPHE

-566.67

-566.67

-205 059.50

-205 059.50

sous pression RN sous pression NPHE Poussée des sédiments

3 602.93

-188.41

3 602.93

-188.41


-19 499.83


-104 210.49


-34.29

Moments

1 182 373.81


3.35

-353 402.75

-104 210.49

1 182 373.8 -477 147.36

937 511.35

2.47

9.00

-104 210.49

116



GAUCHE

- B RAS



Mh

Mv

Mtotal

poids

1.52

0.00

0.00

48 276.37

48 276.37


21.03

14.12

-124 187.53

92 510.18

-31 677.35


20.64

14.90

-147 588.16

102 181.24 -45 406.92

Poussé Hydrostatique aval 30.81

3.88

-2 585.21

-14 356.78

-16 941.99


29.53

2.05

-380.31

-3 834.22

-4 214.54

sous pression RN

80.52

-110 458.13 -110 458.13

sous pression NPHE

28.44

-103 160.05 -103 160.05


27.37

1.45

-188.41

1 777.92

1 589.50



GAUCHE

- B RAS



Mh

Mv

Mtotal

poids

1.52

0.00

0.00

48 276.37

48 276.37


21.03

14.12

-124 187.53

92 510.18

-31 677.35


20.64

14.90

-147 588.16

102 181.24 -45 406.92

Poussé Hydrostatique aval 30.81

3.88

-2 585.21

-14 356.78

-16 941.99


29.53

2.05

-380.31

-3 834.22

-4 214.54

sous pression RN

80.52

-110 458.13 -110 458.13

sous pression NPHE

28.44

-103 160.05 -103 160.05


27.37

Force inertie de l'eau RN Force Inertie Barrage

1.52



GAUCHE

1.45

-188.41

16.94

-19 499.83

16.21

-66 710.03

1.74

-34.29

1 777.92

1 589.50 -19 499.83

-1 931.05

-68 641.09 -34.29

- E XCENTRICITES DES RESULTANTES DES EFFORTS PAR RAPPORT AU CENTRE DE GRAVITE DE LA SURFACE DE CONTACT.

Efforts

RN

RN + séisme

NPHE


H

-8 261.45

-13 547.63

-9 846.76

-15 132.94

-4 115.36

V

35 214.49

33 948.23

33 175.03

31 908.77

30 390.37

M

109 211.60

197 386.81

102 915.63

191 090.84

20 364.72

e

3.10

5.81

3.10

5.99

0.67

117


EHTP

T ABLEAU 62 : R I VE GAUCHE - C ONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION .

Efforts

Contrainte amont(Kpa) Contrainte aval(Kpa)

moyenne(Kpa)

RN

419.20

834.43

626.82

RN + séisme

229.04

979.51

604.28

NPHE

394.87

786.16

590.51

NPHE+SEISME

204.71

931.24

567.97

Vide+ Séisme

502.23

579.66

540.95

V.5.

C ALCUL

V.5.1.

DE LA STABILITE ELASTIQUE

C ONDITION

DE

:

M AURICE L EV Y :

Le calcul de la stabilité élastique consiste à l’évaluation de l’état de contrainte existant aux

parements amont et aval du barrage lorsque le réservoir est vide et lorsqu’il est plein. Les conditions de la stabilité élastique sont de nombre de quatre et elles portent le nom des conditions de Maurice Lévy (1895) : 

Condition 1

Il faut que la plus forte contrainte de compression au parement ava l σav, à réservoir plein soit inférieure à la contrainte admissible en compression. 

Condition 2

Il ne peut y avoir de traction au parement aval lorsque le réservoir est vide. σav doit être

positive. 

Condition 3

La plus grande contrainte de compression sur le parement amont σam à vide doit être inférieure à la contrainte admissible de compression. 

Condition 4

La compression dans le parement amont σam calculée comme si l’ouvrage est imperméable

doit être supérieure à la pression hydrostatique Pam appliquée au parement amont au même niveau.

118


EHTP

  doit être supérieur 1mais en pratique pour assurer la stabilité interne au niveau du parement amont, il suffit que  qui est une Selon Maurice Lévy le rapport

soit supérieur à θ b

caractéristique du béton de l’ordre de 0.75.

On travaille avec un béton de résistance à la compression de l’ordre de 200 bars.

Les 4 conditions se résument dans le tableau suivant : T ABLEAU 63 : C ONDITIONS DE M AURICE L EV Y

Parement

Réservoir plein vide

V.5.2.

FORCE

Amont

Aval

σam≥ θb. Pam

σav≤Rb

σam≤Rb

σav≥0

ET BRAS DE LEVIER

:

Le calcul se fait par tranches verticales d’épaisseur unité, on suppose que le parement

amont est incliné de i et le parement aval est incliné de j et on admet que le niveau maximum de la retenue coïncide avec le point de concours des deux parements. Soit AB une section de profondeur y sous le niveau de l’eau.

Le poids de la partie du béton supérieure à la section AB est :

 

( 67 )

Où m=tg i est le fruit du parement amont et n=tg j le fruit du parement aval.

  .  t   et agit à une distance de

Le poids agit à une distance du parement amont égale à La composante verticale V de la poussée de l’eau vau

B égale à

  

.

La composante horizontale H de la poussée de l’eau vaut

au dessus de AB égale à

 

.

119

 

et agit à une hauteur b

EHTP

V.5.3.


POINT

DE PASSAGE DE LA RESULTANTE

:

Le point de passage de la résultante est obtenu par l’équation d’équilibre des moments. Soit d la distance du point B au point de passage de la résultante on a :

120


EHTP

   

Implique que :

               

( 68 )

On trouve donc l’expression de d .

       V.5.4.

CALCUL

V.5.4.1.

DES CONTRAINTES

CONTRAINTES

V.5.4.1.1.

( 69 )

B ARRAGE

AU PAREMENT AMONT. PLEIN

La contrainte de compression sur le parement amont est obtenue en divisant le moment M de la résultante pris par rapport au tiers aval de la section par le module de flexion :

    *  +* +       .

                       

Or

et comme

On remplaçant

donc

l’équation peut être écrite sous la forme

par son expression on trouve :

121

( 70 ) ( 71 )


EHTP

   

Et comme on a



() 

( 72 )

   ()  V.5.4.1.2.

Pour trouver

  et

B ARRAGE

( 73 )

VIDE .

dans le cas où le barrage est vide il suffit de prendre

les équations 22 et 23. On trouve

et

      

V.5.4.2.

CONTRAINTES

V.5.4.2.1.

B ARRAGE

( 74 ) ( 75 )

AU PAREMENT AVAL. PLEIN

De la même manière on a :

*  +*    + 1*+ 0         

122

( 76 )

( 77 )

( 78 )



dans


EHTP

Or

  

Donc :

 * +     V.5.4.2.2.

   V.5.5.

BARRAGE ( 80 )

A PPLICATION

VIDE.

   

et

AU BARRAGE

S IDI A B D E L L A H :

Les caractéristiques du barrage Sidi Abdellah sont les suivantes : n=0.7 m= 0.5



b=2.4

t/m3

On trouve : Parement

Réservoir

( 79 )

Amont

Aval

plein

  

σav= 148.11

vide

σam= 184.96

σav= 112

Ainsi ces conditions sont vérifiées.

123

( 81 )


EHTP

VI. S YNTHESE DES RESULTATS VI.1.

S TABILITE

AU GLISSEMENT

:

Les coefficients de sécurité minimums, vis-à-vis de la stabilité au glissement sont donnés dans le tableau ci-dessus : T ABLEAU 64 : C OEFFICIENTS DE SECURITE MINIMUM - S TABILITE

AU GLISSEMENT

Fg Combinaison

Fond de vallée

Rive droite

Rive gauche

Fg min

Fg

RN

1.80

1.61

2.68

1.61

> 1.5

RN + séisme

1.15

1.03

1.58

1.03

> 1.0

NPHE

1.67

1.50

2.12

1.50

> 1.2

NPHE+SEISME

1.08

1.1

1.53

1.08

>1

Vide+ Séisme

5.37

4.78

4.65

4.65

> 1.1

Ainsi la stabilité du barrage Sidi Abdellah au glissement est largement vérifiée.

VI.2.

S TABILITE

AU RENVERSEMENT

:

Les coefficients de sécurité minimums, vis-à-vis de la stabilité au glissement sont donnés dans le tableau ci-dessus : T ABLEAU 65 : C OEFFICIENTS DE

SECURITE MINIMUM

- S TABILITE

AU RENVERSEMENT

Fr Combinaison

Fond de vallée

Rive droite

Rive gauche

Fg min

Fg

RN

2.64

2.66

4.17

2.64

> 1.5

RN + séisme

2.07

2.08

2.89

2.07

> 1.0

NPHE

2.37

2.39

3.35

2.37

> 1.3

NPHE+SEISME

1.91

1.92

2.47

1.91

>1

Vide+ Séisme

9.26

9.09

9.00

9.00

> 1.1

Ainsi la stabilité du barrage Sidi Abdellah au renversement est largement vérifiée.

124


EHTP

VI.3.

S TABILITE

LA FONDATION

RELATIVE AUX CONTRAINTES TRANSMISES A

:

Les contraintes transmises à la fondation au niveau du barrage Sidi Abdellah sont rassemblés dans les tableaux suivant : T ABLEAU 66 : F OND

DE VALLEE

- C ONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION .

Efforts



RN

601.51

864.96

RN + séisme

322.33

1080.26

NPHE

540.89

876.47

NPHE+SEISME

261.71

1091.77

Vide+ Séisme

721.31

811.66

T ABLEAU 67 : R I VE DROITE - C ONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION .

Efforts



RN

611.35

866.55

RN + séisme

326.98

1 086.72

NPHE

550.54

877.45

NPHE+SEISME

266.16

1097.62

Vide+ Séisme

721.20

819.87

T ABLEAU 68 : R I VE GAUCHE - C ONTRAINTES TRANSMISES A LA FONDATION .

Efforts



RN

419.20

834.43

RN + séisme

229.04

979.51

NPHE

394.87

786.16

NPHE+SEISME

204.71

931.24

Vide+ Séisme

502.23

579.66

125


EHTP

On peut facilement constater que les contraintes sont positives. On déduit donc l’absence

de traction. Autrement dit, Aucune contrainte de traction n'a été relevée au pied amont du barrage et cela même lors du cas RN SEISME ( le cas de charge le plus critique). Ainsi, la stabilité dans ce cas est vérifiée tant que l’excentricité reste au niveau du tiers central pour les conditions normales de charge (RN), au niveau de la moitié centrale pour les deux cas de conditions accidentelles (PHE et Vide + Séisme) et au niveau de la base pour les conditions extrêmes de charges. Les résultats obtenus pour le barrage Sidi Abdellah sont rassemblés dans le tableau suivant : T ABLEAU 69 : S TABILITE RELATIVE AUX CONTRAINTES TRANSMISES AUX

Fond de vallée

Rive droite

FONDATIONS.

Rive gauche

Combinaison

Tiers Tiers centrale / centrale / Excentricité Moitié Excentricité Moitié centrale centrale (m) (m) (m) (m)

Tiers centrale / Excentricité Moitié centrale (m) (m)

RN

2.45

13.61

2.35

13.61

3.10

9.36

RN + séisme

7.36

13.61

7.32

13.61

5.81

9.36

NPHE

3.22

20.42

3.12

20.42

3.10s

14.05

NPHE+SEISME

8.35

20.42

8.30

20.42

5.99

14.05

Vide+ Séisme

0.80

20.42

0.87

20.42

0.67

14.05

Finalement, on peut conclure que la stabilité dans ce cas est largement vérifiée.

126


EHTP

VII. C ALCUL DE STABILITE A L ’ A IDE DU LOGICIEL CADAM : VII.1.

P RESENTATION

DU LOGICIEL

:

CADAM (Computer Analysis of DAMs) est un logiciel qui a été principalement conçu pour appuyer l'apprentissage des principes d'évaluation de stabilité structurelle de barrages poids en béton. CADAM est aussi utilisé pour soutenir la recherche et le développement sur le comportement structural et la sécurité de barrages en béton. CADAM est développé dans un contexte universitaire et ne présente aucun aspect commercial. CADAM élaboré par l’école polytechnique de Montréal.

CADAM est basé sur la méthode de gravité (l'équilibre des corps rigides et la théorie de poutre). Il exécute des analyses de stabilité pour des charges hydrostatiques et des charges sismiques. Plusieurs options de modélisations ont été incluses pour permettre aux utilisateurs d'explorer le comportement structural des barrage-poids (ex. la géométrie, les sous-pressions, le drainage, les critères d'initiation et de propagation de fissures). Dans un contexte de formation technique d'étudiants, CADAM permet de : 

Corroborer des calculs manuels avec des calculs informatiques pour développer la compréhension des procédures de calculs.



Effectuer des analyses paramétriques sur l'influence de la géométrie, de la résistance des matériaux et de l'intensité des charges sur la réponse structurale.



Comparer les hypothèses de sous-pressions, de propagation de fissures et de résistance au cisaillement (pic, résiduel) des différents guides sur la sécurité des barrages (ACB 1999, FERC 1999, USACE 1995, FERC 1991, USBR 1987).



Étudier différents scénarios de réfection (post-tension, remblai stabilisateur, contreforts)

127


EHTP

VII.2.

S AISIE

VII.2.1.

Cette

fenêtre

DES DONNEES

:

INFORMATIONS

GENERALES

nous

remplir

aide

à

les

:

informations générales

sur

le

barrage analysé.

VII.2.2.

G EOMETRIE

ET DONNEES DE BASE

:

Au cours de cette étape, on saisit les données géométriques afin de définir la section transversale du barrage. Le système d’unité est métrique. Il suffit de remplir les champs

demandés pour définir parfaitement la section transversale.

128


EHTP

VII.2.3.

D ONNEES

GEOTECHNIQUES

:

Il s’agit de saisir les données géotechniques pour le surface de contact béton -fondation (Base joint) et éventuellement pour d’autres surfaces béton -béton (Lift joints) :

VII.2.4.

D ONNEES

DE LA RETENUE

:

Puis on donne les informations nécessaires pour les poussées hydrostatiques (amont – aval) et la poussée de la vase :

129


EHTP

VII.2.5.

DRAINAGE :

On introduit les données relatives au drainage :

VII.2.6.

INTERFACE :

On obtient la forme de la section avec les niveaux d’eau normal et PHEE ainsi que le niveau des sédiments :

130

EHTP

VII.2.7.


A NALYSE

PSEUDO - S T A T I Q U E

:

On saisit les données concernant l’effort sismique :

VII.2.8.

C O M B I N A I S O NS

DE CHARGES

On choisit les conditions de charge qu’on veut évaluer ainsi que les facteurs de sécurité

requis :

131

EHTP

VII.2.9.


R ESULTATS :

Le logiciel CADAM affiche les résultats dans des interfaces conviviales. Il peut aussi afficher les résultats dans des feuilles Excel. L’ensemble des résultats sont regroupés dans Annexe 21.

Les résultats sont pratiquement identiques. Il y a une différence au niveau des combinaisons NPHE (Flood). Cette différence découle automatiquement du fait que le logiciel prend en compte les forces de pressions appliquées sur la crête. Par contre, dans notre analyse on a négligé cette force.

132

EHTP


CHAPITRE V : VISITE DU CHANTIER DU BARRAGE .

133


EHTP

I. G ENERALITES : L'accès au site se fait à partir de la ville de Taroudant en empruntant une piste en direction de Tamaloukt, puis vers souk Ahad lmoulass, sur une distance d'environ 23 Km. Cette piste ne présente pas de difficultés particulières d'accès.

F IGURE 28 : S ITE

DU BARRAGE

SIDI ABDELLAH

Le barrage SIDI ABDELLAH est en BCR .En effet le BCR est un béton raide d’affaissement nul.

Les BCR sont généralement fabriqués avec les mêmes matériaux que ceux utilisés pour le béton conventionnel. La consistance très «sèche» du BCR requiert toujours l’application d’un effort de compactage afin de rapprocher les particules du granulat pour permettre à la pâte de ciment de combler les vides granulaires Un BCR bien formulé et bien compacté est en mesure de développer des propriétés mécaniques semblables à celles d’un béton conventionnel.

Le BCR présente les avantages suivants : 

Faible contenu en liant (<175 kg/m3)



Faible chaleur d’hydratation

134

EHTP




Faible coût / m3



Rapidité de mise en place



Technologie peu complexe



Grande stabilité volumique.

II. D ERIVATION PROVISOIRE : Les ouvrages de dérivation provisoire sont dimensionnés de manière à pouvoir transiter la crue vingtenale. La solution retenue pour la dérivation des eaux pendant les travaux correspond à deux pertuis de dimensions 5m x 5m disposés au pied de la rive droite, associés à deux batardeaux amont et aval

Les deux pertuis de la dérivation provisoire

Le système de dérivation provisoire des eaux lors de la construction du barrage peut être subdivisé en trois phases : 

Durant la première phase, les eaux de l’oued transiteront par son lit mineur dans la

partie droite. Au cours de cette phase il sera réalisé les deux pertuis de la dérivation provisoire chenal d’approche amont et chenal de restitution aval ainsi que les deux

batardeaux amont et aval, 

En seconde phase, l’oued s’écoulera à travers les deux pertuis de la dérivation

provisoire réalisés en première phase moyennant le prolongement de ce dernier à l’amont et à l’aval par deux chenaux d’amenée et de restitution. Au cours de cette

135

EHTP


phase, l’essentiel des travaux du barrage sera réalisé, notamment les excavations de la

partie centrale rive droite et rive gauche ainsi que les remblais en BCR 

Troisième phase : cette phase consiste à l’opération de bouchage des pertuis de la dérivation provisoire. Les deux pertuis seront fermés à la fin du chantier avec un bouchon en béton qui résiste à la poussé de l’eau. Le bouchon sera placé dans le voile d’étanchéité.

III. M ODE DE CONSTRUCTION : Lor s de la construction du barrage, l’échauffement du béton par l’hydratation du ciment peut être considérable et provoquer une fissuration importante de l’ouvrage. Pour cette rais on, le chantier s’arrête généralement une fois

la température excède les 30°.Et les travaux se

poursuivent pendant la nuit. Le barrage est constitué en plots (blocs) individuels de 12 à 16 m de largeur. Chaque plot est bétonné en levée de1.5 à3.5 m. Ces blocs sont séparés par des joints de dilatation afin d’améliorer la stabilité des plots. Ce mode de construction permet de : 

Faciliter le bétonnage en adoptant le volume des étapes à la production journalière.



Contrôler et faciliter le dégagement de la chaleur d’hydratation.



Eviter la fissuration de retrait en permettant l’ouverture des joints.

F IGURE 29 : P LOTS ( BLOCS ) DU

136

BARRAGE .


EHTP

Par souci d'économie et aussi pour limiter l'échauffement, les dosages des bétons sont modulés selon la place qu'ils occupent dans le barrage. Les bétons seront plus dosés près des parements (étanchéité, résistance aux agressions extérieures) et près de la base (résistance mécanique) qu'au cœur du barrage. On utilise des ciments à faible exothermie, ou on

remplace

une partie du ciment par des liants moins rapides comme les cendres volantes. Souvent, on complète ces précautions par des disposions spéciales : 

pré-réfrigération du béton par refroidissement des granulats et/ou de l'eau, ou substitution partielle de l'eau de gâchage par des paillettes de glace.



post-réfrigération par réseaux de serpentins noyés dans le béton, dans lesquels circule de l'eau réfrigérée

La vibration du béton est assurée par des engins équipés d'une batterie gros vibreurs hydrauliques Près des parois, elle est réalisée manuellement avec des vibreurs (électriques ou pneumatiques).Après la réalisation de chaque plots, les plots sous-jacents sont abondamment arrosés pour éliminer toute trace de laitance. L'arrosage diminue aussi la chaleur dégagée par le béton.

F IGURE 30 : N ETTOYAGE

DE LA SURFACE AVANT LA REPRISE DE BETON

137

EHTP


F IGURE 31 : TRAVAUX DE

CONSTRUCTION DE LA VIDANGE DU FOND

138

EHTP


CONCLUSION : A l’achèvement de ce travail nous pouvons conclure que

le barrage Sidi Abdell ah s’impose

comme solution efficace pour les différents problèmes de la région de Taroudant. En effet, ce barrage permettra d’élargir le périmètre d’irrigation. En plus, l’ouvrage va répondre aux

besoins en eau potable des agglomérations avoisinante. Sans oublier son rôle principal concernant la protection des sites en avale contre les inondations. Bref, le barrage Sidi Abdellah constitue un grand levier du développement de la région de Taroudant. Le barrage Sidi Abdellah se situe au nord de Taroudant à 23 km de Tamaloukt. Le cours d’eau concerné est l’Oued « Ouaaer », un affluent de l’Oued Souss.

Le calcul de laminage a permis de caller sa vidange de fond à la cote 496 NGM et sa cote normale à 534 NGM afin de ne pas laisser passer des débits supérieurs au débit critique susceptible de causer des inondations. Le calage du couronnement nous a donné une cote de la crête à 538 NGM. Au niveau de la cote normale (534 NGM), le barrage aura une capacité de 10,37 hm 3. Le dimensionnement des ouvrages annexes du barrage est fait sur la base de la crue milléniale du projet. L’évacuateur de crue est à seuil libre avec un déversoir de type Creager

suivi par un coursier établi sur le parement aval de pente 1H/1V. Les paramètres choisis pour le dimensionnement du barrage ne peuvent être validés sans faire un calcul de stabilité. Ce calcul nous a confirmé que le barrage de Sidi Abdellah est stable, que ce soit pour son plot déversant ou son plot non déversant, vis-à-vis du glissement, du renversement, des contraintes transmises aux fondations calcaires et vis-à-vis de la stabilité interne du béton. En guise de conclusion, le barrage Sidi Abdellah jouera un rôle très décisif dans le développement de la région de Taroudant. De même, cet ouvrage illustre la politique audacieuse du Maroc concernant les ressources en eau. Ces ressources qui sont irrégulières vue les problématiques du changement climatiques notre pays.

139

EHTP


BIBLIOGRAPHIE : TALEB, M. (2010). Cours des barrages, Ecole Hassania des Travaux Publics, Casablanca,140 pages. SERHIR, N. (2007). Hydrologie opérationnelle, Ecole Hassania des Travaux Publics, Casablanca. ZOUBIR, B. (2010) Cours d’hydrologie, Ecole Hassania des Travaux Publics,Casablanca, 100 pages. KENFAOUI, M. (2010) cours hydraulique en charge et à surface libre , Ecole Hassania des Travaux Publics,Casablanca, 140 pages.. Design of Small Dams (1987), third edition ,United States Bureau of reclamation,USA,827 pages. KHATSURIA, R. M. (2005). Hydraulics of spillways and energy disspators, USA, 676 pages. Gravity Dam Design,(1995),US Army Corps of engineers,Washington,58 pages . CHANSON, H. (1994). "Air-Water Interface Area in Self-Aerated Flow." Water Res., IAWPRC, Vol. 28, No. 4, pp. 923-929 (ISSN 0043-1354). CHANSON, H. (1993). "Stepped Spillway Flows and Air Entrainment." Can. Jl of Civil Eng., Vol. 20, No. 3,June, pp. 422-435 (ISSN 0315-1468). Carlos A. Gonzalez and Hubert Chanson, Hydraulic Design of Stepped Spillways and Downstream Energy Dissipators for Embankment Dams.

Dam Engineering, Vol. XVVII,

Issue 4 Leclerc, M. Léger, P. Tinawi.R (Avril 2001), CADAM User’s Manual, Ecole Polytechnique de Montréal, CANADA, 124 pages.

140

EHTP


ANNEXES : Liste des annexes : ANNEXE 1 : EMPLACEMENT DES 3 STATIONS PLUVIOMETRIQUES : AOULOUZ, AMSOUL ET TAROUDANT. ________________________________________________________________ 142 ANNEXE 2: PJMAX DES STATIONS PLUVIOMETRIQUES ____________________________ 143 ANNEXE 3: RESULTATS D’ AJUSTEMENT STATISTIQUES POUR LES TROIS STATIONS . _____________ 144 ANNEXE 4: PROFIL EN TRAVERS DE LA SECTION EN AVAL ______________________________ 148 ANNEXE 5: COURBE DE TARAGE ______________________________________________ 148 ANNEXE 6: COURBE DE LA SURFACE DE LA RETENUE EN FONCTION DE LA COTE _______________ 149 ANNEXE 7: HYDROGRAMME DE CRUE MILLENIALE DE TYPE SOKOLOVSKI ____________________ 149 ANNEXE 8:LAMINAGE DE LA CRUE DE PROJET . _____________________________________ 150 ANNEXE 9: LAMINAGE DE LA CRUE DECAMILLENALE . _________________________________ 150 ANNEXE 10: PROFIL CREAGER DE L ’ EVACUATEUR DE CRUE ____________________________ 151 ANNEXE 11: VALEUR DU COEFFICIENT C0. _______________________________________ 151 ANNEXE 12: CAPACITE DE L'EVACUATEUR DE CRUE _________________________________ 152 ANNEXE 13: CALCUL DE LA COURBE DE REMOUS PAR EXCEL. ___________________________ 152 ANNEXE 14: CALCUL DE LA COURBE DE REMOUS PAR HEC-RAS _________________________ 154 ANNEXE 15: CAPACITE DE LA VIDANGE DE FOND ___________________________________ 155 ANNEXE 16: PLOT DEVERSANT. ______________________________________________ 156 ANNEXE 17: PLOT NON DEVERSANT. ___________________________________________ 156 ANNEXE 18: LES DIFFERENTES CONDITIONS DE CHARGE CONSIDEREES PAR L ’US ARMY CORPS OF ENGENEERS POUR EVALUER LA SECURITE DES BARRAGES POIDS . _____________________ 157 ANNEXE 19: DISTRIBUTION DES CONTRAINTES DE LA SOUS -PRESSION (USBR 1987)__________ 158 ANNEXE 20: DISTRIBUTION DES CONTRAINTES DE LA SOUS -PRESSION (FERC 1999) __________ 160 ANNEXE 21: RESULTATS DU LOGICIEL CADAM. ___________________________________ 161

141

EHTP Annexe 1 :


Emplacement des 3 stations pluviométriques : Aoulouz, Amsoul et

Taroudant.

142


EHTP

Annexe 2: Pjmax des stations pluviométriques Aoulouz

Amsoul

Taroudant

Année

Pjmax

Année

Pjmax

Année

Pjmax

1966

31,6

1978

49,7

1967

31,6

1967

52,3

1979

55

1968

36,7

1968

55,6

1980

25,9

1969

37,8

1969

57,6

1981

24,6

1970

40,6

1970

40,7

1982

35,3

1971

37,5

1971

27,6

1983

17,7

1972

24,2

1972

58,4

1984

89,5

1973

26,5

1973

31,6

1985

32,3 3 2,3

1974

33

1974

44,6

1986

30,1

1975

36,2

1975

39,3

1987

15,1

1976

56,2

1976

39,4

1988

52,8

1977

34,8

1977

34,2

1989

50

1978

21,5

1978

49,7

1990

20,8

1979

42,4

1979

38,5

1991

37

1980

38,2

1980

35,7

1992

21,2

1981

27,7

1981

42,7

1993

21,2 2 1,2

1982

42

1982

33,4

1994

38,3

1983

24,5

1983

75

1995

27,9

1984

26,2

1984

43,2

1996

54,4

1985

50,4

1985

41,5

1997

43

1986

21,5

1986

31,2

1998

33,1

1987

23,2

1987

51,8

1999

16,6 1 6,6

1988

42

1988

60,5

2000

37,1 3 7,1

1989

70

1989

30,6

moyenne

36,026087

1990

18,2

1990

56,2

écart type

17,131025

1991

33

1991

48

Max

89,5

1992

25,8

1992

23,6

Min

15,1

1993

25,6

143


EHTP 1993

40,6

1994

42

1994

40

1995

49,5

1995

57,1

1996

40,5

1996

33

1997

40

1997

45

1998

32,3

1998

21,4

1999

37,1

1999

18

2000

22

2000

30

moyenne

35,020588

moyenne

41,7

écart type

11,048126

écart type

12,5

Max

70

Max

75

Min

18,2

Min

18

Annexe 3: Résultats d’ajustement statistiques pour les trois stations.

T(ans)

Pjmax (mm)

F

écart Type

-

Intervalle de confiance (95%)

10000.0

0.9999

151.3

27.32

97.77 - 204.9

2000.0

0.9995

129.8

22.66

85.42 - 174.3

1000.0

0.9990

120.6

20.65

80.09 - 161.1

200.0

0.9950

99.05

16.01

67.67 - 130.4

100.0

0.9900

89.76

14.02

62.28 - 117.2

50.0

0.9800

80.43

12.03

56.85 - 104.0

20.0

0.9500

67.99

9.421

49.52 - 86.46

10.0

0.9000

58.37

7.458

43.75 - 72.99

5.0

0.8000

48.35

5.521

37.53 - 59.18

3.0

0.6667

40.37

4.166

32.21 - 48.54

2.0

0.5000

33.21

3.279

26.78 - 39.64

Résultats d’ajustement des Pjmax de la station Amsoul à la

144

loin de Gumbel


EHTP

Ajustement à la loi de Gumbel des Pjmax du poste Amsoul

T(ans)

Pjmax (mm)

F

écart Type

-


10000.0

0.9999

109.4

14.49

80.97 - 137.8

2000.0

0.9995

95.52

12.02

71.96 - 119.1

1000.0

0.9990

89.55

10.95

68.08 - 111.0

200.0

0.9950

75.67

8.491

59.02 - 92.31

100.0

0.9900

69.67

7.435

55.10 - 84.25

50.0

0.9800

63.66

6.382

51.15 - 76.17

20.0

0.9500

55.63

4.997

45.84 - 65.43

10.0

0.9000

49.43

3.956

41.68 - 57.19

5.0

0.8000

42.97

2.929

37.23 - 48.71

3.0

0.6667

37.82

2.210

33.49 - 42.16

2.0

0.5000

33.21

1.739

29.80 - 36.61

Résultats d’ajustement des Pjmax de la station Taroudant à la loi de Gumbel

145


EHTP

Ajustement à la loi de Gumbel des Pjmax du poste Taroudant

T(ans)

Pjmax (mm)

F

écart Type

-


10000.0

0.9999

125.8

16.16

94.16 - 157.5

2000.0

0.9995

110.2

13.40

83.89 - 136.4

1000.0

0.9990

103.4

12.22

79.45 - 127.3

200.0

0.9950

87.69

9.469

69.13 - 106.3

100.0

0.9900

80.91

8.291

64.66 - 97.17

50.0

0.9800

74.11

7.118

60.15 - 88.06

20.0

0.9500

65.03

5.573

54.10 - 75.95

10.0

0.9000

58.01

4.411

49.36 - 66.66

5.0

0.8000

50.70

3.266

44.29 - 57.10

3.0

0.6667

44.88

2.464

40.04 - 49.71

2.0

0.5000

39.65

1.939

35.85 - 43.45

Résultats d’ajustement des Pjmax de la station Aoulouz à la loi de Gumbel

146

EHTP


Ajustement à la loi de Gumbel des Pjmax du poste Aoulouz

147

EHTP


Annexe 4: Profil en travers de la section en aval

Annexe 5: Courbe de tarage

barrage SIDI ABDELLAH Courbe de tarage 475 474.5 474 473.5

) M 473 G N472.5 ( e t o 472 C

Ks=30 Ks=35

471.5 471 470.5 470 0.00

200.00

400.00 600.00 Débit(m3/s)

148

800.00

1000.00


EHTP

Annexe 6: Courbe de la surface de la retenue en fonction de la cote Barrage SIDI ABDELLAH Courbe Hauteur _Surface

60 50 )40 a H ( e30 c a f r u s20

10 0 470

480

490

500

510 520 Cote (NGM)

530

540

550

Annexe 7: Hydrogramme de crue milléniale de type Sokolovski Barrage SIDI ABDELLAH Hydrogramme de crue de projet 1000.0 900.0 800.0 ) 700.0 s / 600.0 3 m 500.0 ( t i b 400.0 é D

300.0 200.0 100.0 0.0 0.00

1.00

2.00

149

3.00 temps(h)

4.00

5.00

6.00


EHTP

Annexe 8:Laminage de la crue de projet. Barrage SIDI ABDELLAH Laminage de la crue de projet

1000.0 900.0 800.0 700.0 ) s 600.0 / 3 500.0 m ( Q 400.0

300.0 200.0 100.0 0.0 0

1

2 temps(h) 3

4

Qe

5

6

Qs

Annexe 9: Laminage de la crue décamillénale. Barrage SIDI ABDELLAH Laminage de la crue décamillinnale

1400.0 1300.0 1200.0 1100.0 1000.0 ) 900.0 s / 800.0 3 700.0 m ( 600.0 Q 500.0 400.0 300.0 200.0 100.0 0.0 0

1

2

3 temps(h) Qe

150

Qs

4

5

6


EHTP

Annexe 10: Profil Creager de l’évacuateur de crue Barrage SIDI ABDELLAH Profil Creager de l'évacuateur de crue

0

1

2

3

4 -1

0

1

2

3

Annexe 11: Valeur du coefficient C0.

151

4

5

6

7


EHTP

Annexe 12: Capacité de l'évacuateur de crue Barrage SIDI ABDELLAH capacité de l'évacuateur de crue

4000 3500 3000

) s /2500 3 m 2000 ( t i b1500 é d

1000 500 0 533

534

535

536

537 538 cote (NGM)

539

540

Annexe 13: Calcul de la courbe de remous par Excel.

∆X

Zi

Yi

Vi

Ei

0,00

534,00

1,34

6,85

537,73

0,20

533,99

1,34

6,87

537,73

0,40

533,96

1,33

6,91

537,72

0,90

533,81

1,30

7,09

537,67

1,40

533,58

1,25

7,37

537,60

1,90

533,27

1,19

7,73

537,50

2,80

532,51

1,07

8,55

537,31

2,91

532,41

1,06

8,65

537,29

3,41

531,91

0,99

9,27

537,28

4,00

531,32

0,92

9,94

537,27

4,50

530,82

0,88

10,46

537,27

5,00

530,32

0,84

10,94

537,26

9,00

526,32

0,65

14,12

537,13

13,00

522,32

0,55

16,59

536,90

17,00

518,32

0,49

18,65

536,53

21,00

514,32

0,45

20,42

536,01

25,00

510,32

0,42

21,97

535,34

27,00

508,32

0,40

22,68

534,94

152

541

542


EHTP

∆X

Zi

Yi

Vi

Ei

29,00

506,32

0,39

23,35

534,49

31,00

504,32

0,38

23,98

534,01

33,00

502,32

0,37

24,58

533,48

35,00

500,32

0,37

25,15

532,91

35,50

499,84

0,36

25,27

532,76

36,00

499,42

0,36

25,38

532,61

36,50

499,04

0,36

25,46

532,46

37,00

498,70

0,36

25,54

532,30

37,50

498,40

0,36

25,59

532,14

38,00

498,13

0,36

25,64

531,99

38,50

497,89

0,36

25,67

531,83

39,00

497,67

0,36

25,69

531,67

39,50

497,48

0,36

25,70

531,51

40,00

497,32

0,36

25,70

531,35

40,50

497,18

0,36

25,70

531,19

41,00

497,06

0,36

25,68

531,03

41,50

496,97

0,36

25,66

530,87

42,00

496,89

0,36

25,62

530,71

42,50

496,84

0,36

25,58

530,56

43,00

496,81

0,36

25,53

530,40

43,50

496,80

0,36

25,48

530,25

44,00

496,81

0,36

25,41

530,09

44,50

496,84

0,36

25,34

529,94

45,00

496,90

0,36

25,26

529,79

45,50

496,97

0,36

25,17

529,64

46,00

497,07

0,37

25,08

529,49

46,50

497,19

0,37

24,97

529,34

47,00

497,33

0,37

24,86

529,20

47,50

497,49

0,37

24,74

529,06

48,00

497,68

0,37

24,61

528,92

48,50

497,90

0,38

24,47

528,78

49,00

498,14

0,38

24,31

528,65

49,50

498,42

0,38

24,15

528,52

50,00

498,72

0,38

23,97

528,39

50,50

499,06

0,39

23,78

528,26

51,00

499,44

0,39

23,57

528,14

51,50

499,87

0,39

23,34

528,03

153


EHTP

∆X

Zi

Yi

Vi

Ei

52,00

500,34

0,40

23,09

527,91

52,50

500,88

0,40

22,81

527,80

53,00

501,49

0,41

22,50

527,70

Annexe 14: Calcul de la courbe de remous par HEC-Ras

154

EHTP


Annexe 15: Capacité de la vidange de fond

Cote (NGM)

Débit (m3/s)

496,00

0,00

500,00

10,54

505,00

15,81

510,00

19,71

515,00

22,96

520,00

25,81

525,00

28,37

530,00

30,72

534,00

32,48

540,00

34,95

550,00

38,71

560,00

42,15

565,00

43,76

575,00

46,83

580,00

48,29

155

EHTP


Annexe 16: Plot déversant.

Annexe 17: Plot non déversant.

156

EHTP


Annexe 18: Les différentes conditions de charge considérées par l’US Army Corps of Engeneers pour évaluer la sécurité des barrages poids.

157

EHTP


Annexe 19: Distribution des contraintes de la sous-pression (USBR 1987)

158

EHTP


159

EHTP


Annexe 20: Distribution des contraintes de la sous-pression (FERC 1999)

160

BARRAGE Rapport Pfe Final

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