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Note technique ANTEARDEC n° 68391/A SYDEVOM – ISDND des Parrines (04) - Calcul d’équivalence de la barrière passive

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Rhône-Alpes-Méditerranée

Le Parc du Lyonnais 392 rue des Mercières

69 140 RILLIEUX-LA-PAPE

Client : SYDEVOM

N° de l’affaire : PAC.P.11.0204

Intitulé de l’affaire :

ISDND des Parrines – Commune de Château-Arnoux St-Auban - DDAE

Rédacteur : Laurent THIERY Tel : 04.37.85.19.60 Fax : 04 .37.85.19.61 email : [email protected]

Objet : Calcul d’équivalence en fond et flanc de la barrière passive

Date Rédacteurs Vérification

Version A 01/10/2012 LT XD

Note technique AnteaGroup/RDEC N° 68391/A

1. INTRODUCTION .................................................................................................................... 2

2. CONTEXTE GEOLOGIQUE ET HYDROGEOLOGIQUE ......................................................................... 3 2.1. Localisation du projet .......................................................................................................................... 3 2.2. Topographie et projet .......................................................................................................................... 3 2.3. Géologie ................................................................................................................................................. 4 2.4. Contexte hydrogéologique ............................................................................................................... 16 2.5. Usages de l’eau ................................................................................................................................... 20 2.6. Schéma conceptuel et hypothèses retenues ................................................................................. 21

3. RAPPEL DU PRINCIPE D’EQUIVALENCE .........................................................................................24

4. METHODOLOGIE ..................................................................................................................25 4.1. Équivalence en fond de casier .......................................................................................................... 25 4.2. Équivalence en flanc de talus ........................................................................................................... 26

5. AMENAGEMENTS ET DISPOSITIFS ENVISAGES ................................................................................27

6. MISE EN ŒUVRE DES CALCULS D’EQUIVALENCE EN FLANC DE TALUS .....................................................29

7. RESULTATS DU CALCUL EN FLANC ..............................................................................................30

8. PRESCRIPTIONS DE MISE EN ŒUVRE ...........................................................................................32 8.1. Aptitude des matériaux à être utilisé comme composante d’une barrière reconstituée ....... 32 8.2. Prescription de mise en œuvre de la couche supérieure ............................................................. 32 8.3. Prescription de mise en œuvre du GSB ........................................................................................... 33 8.4. Contrôle de mise en œuvre de la couche rapportée .................................................................... 33 8.5. Contrôle de mise en œuvre du GSB ................................................................................................. 34

9. STABILITE DU DISPOSITIF D’ETANCHEITE PASSIVE ET ACTIVE ...............................................................35 9.1. Principe du dispositif.......................................................................................................................... 35 9.2. Propriétés des géosynthétiques utilisés ......................................................................................... 35 9.3. Stabilité en pente du dispositif ......................................................................................................... 36 9.4. Dimensionnement de l’ancrage ....................................................................................................... 38

10. CONCLUSION ...................................................................................................................39

mailto:[email protected]


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1. INTRODUCTION

Le SYDEVOM envisage la création d’une ISDND au lieu-dit « Les Parrines » sur la commune de Château-Arnoux Saint-Auban (04). La géologie naturelle ne permettant pas de répondre de manière exhaustive aux exigences de la réglementation en matière de barrière de sécurité passive, la société STOC doit justifier auprès des services de l’Etat de la mise en œuvre d’une barrière de sécurité passive en fond et flanc sur l’extension, conforme à la réglementation en vigueur (Arrêté Ministériel du 9 septembre 1997 modifié), et conforme aux recommandations issues du Guide publié par le Ministère en février 2009 sur l’évaluation de l’ « équivalence » en étanchéité passive. Dans le cadre de sa mission d’étude et de montage du dossier d’autorisation d’exploiter, AnteaGroup est en charge de l’analyse du contexte hydrogéologique issu des reconnaissances et des données historiques, et de rédiger une note de calcul d’équivalence conforme aux attentes des services de l’Etat La réalisation de l’étude d’équivalence fait l’objet de ce rapport. Cette Etude a été réalisée selon le référentiel du MATE « Guide de recommandations pour l’évaluation de « l’équivalence »en étanchéité passive d’installation de stockage de déchets » version 2 de février 2009


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2. CONTEXTE GEOLOGIQUE ET HYDROGEOLOGIQUE

2.1. Localisation du projet

Le projet d’ISDND (installation de stockage de déchets non dangereux) des Parrines se situe dans un vallon à l’Ouest de la commune de Château-Arnoux Saint-Auban, dans le département des Alpes de Haute-Provence.

Figure 1 : Localisation du projet

2.2. Topographie et projet

Le vallon des Parrines, orienté nord-sud, est ouvert au sud. Il est délimité naturellement : à l’ouest et à l’est par des lignes de crêtes (altitudes 555 à 616 m à l’est, 530 à 588 m

à l’ouest) ; au nord par un col évasé (altitude 577 m environ).

Le projet s'intègrera dans le vallon dont les côtes de fond sont aujourd’hui comprises entre 530 et 570 m d’altitude.


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Des écoulements non pérennes se font en fond de vallon ; ils rejoignent un ruisseau, au sud (ruisseau des Chabrières), lequel devient « la Valsette » environ 1 km en aval. « La Valsette » se jette ensuite dans la Durance. Le projet prévoit (cf. Figure 2) un terrassement (talus 3H/1V et risbermes intermédiaires) dans les formations en place jusqu’à une cote arase de terrassement allant de 558 mNGF à l’amont jusqu’à 544 mNGF à l’aval (point bas), présentant une pente générale de 4,4 %. Un horizon de drainage des circulations de subsurface est prévu sur le flanc encaissant amont et à la base de l’horizon de faible perméabilité rapportée.

2.3. Géologie

NB : Il est à noter que le contexte géologique du site a fait l’objet en 2007 d’une mission d’expertise par GETER.

2.3.1. Contexte géologique général

Le site des Parrines est implanté sur des formations du Crétacé moyen à supérieur à dominante marneuse (cf. Figure 3). Au plan structural, ces terrains sont pentés de 30 à 60° vers l’E.SE soit vers la vallée de la Durance. Un faisceau de failles orientées N30° E structure un secteur situé à l’ouest du site et provoque la surrection à l’affleurement du socle crétacé inférieur calcaire (Bédoulien). Vers Châteauneuf-Val-St-Donnat s’associe à cette famille de fractures un réseau orienté N130-140° E ayant le même effet. Les failles d’orientation NNE-SSW appartiennent à la faille de la Durance de jeu polyphasé : - décrochant senestre lors de la tectogenèse pyrénéo-provençale (fin Crétacé à Eocène) ; - en faille normale à regard ouest (fin Eocène à Oligocène - haut de Valensole à l’est,

bassin laguno-lacustre à l’ouest ; - en faille normale à jeu contraire fin Miocène : dépôt des conglomérats de Valensole à

l’est de la vallée. Pendant la deuxième phase se sont produites d’énormes coulées de boues et de blocs atteignant plus de 10 km de long : klippes sédimentaires indicés n2-3k et n4k et mégabrèches (egbr). A proximité du secteur, il n’en subsiste aujourd’hui que des lambeaux : - séparant les formations crétacées des alluvions de la Durance, anciennes puis récentes ; - constituant des collines dominant d’une centaine de mètre les alluvions de la moyenne

terrasse de la Durance.


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Figure 2 : Plan de masse du projet d’ISDND


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Figure 3 : extrait de la carte géologique de Forcalquier

http://upload.wikimedia.org/wikipedia/commons/8/8d/Simple_compass_rose.svg


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Tableau 1 : Lithostratigraphie du secteur

Quaternaire Fz Alluvions actuelles - E, Egc, C alluvions

Fg Basses terrasses (5 à 12m du lit actuel)

Fx Moyennes terrasses (40 à 60m au-dessus du lit actuel) : alluvions à gros galets avec limons et loess au

toit : Riss

Miopliocène mpA Conglomérat de Valensole (M=massif)

Miocène M2 Marne bleue et grès

egbr Mégabrèche : klippe sédimentaire marne et manocalcaires à bloc (idem n23k – n4k – c1 – 2k)

Eocène-oligocène Non représenté sur le secteur sauf egbr (400m subsidence à ce niveau)

c1-2b Cénomanien moyen marno-calcaire sur le secteur (+100 m?)

c1-2a Cénomanien inférieur marne bleue et calcaire sableux 300 m

Crétacé n7 Albien - au toit grès glauconieux-micacés

- marnes et grès verts 400m?

n6 Aptien moyen supérieur marnes bleues (200m au nord de Château-Arnoux biseau sédimentaire au sud du

secteur)

n5 Bedoulien calcaire fin silex 300m

n4k Barrémien calcaire blanc silex des klippes sédimentaires

n4 Barrémien calcaire silex

n2k Néocomien marno-calcaires (klippe sédimentaire)


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2.3.2. Contexte géologique régional

La lithostratigraphie des terrains du secteur est synthétisée sur le Tableau 1 ci-avant. On en retiendra les éléments principaux suivants : Le substratum calcaire bédoulien (n5), des marnes aptiennes (n6) et albiennes (n7) affleurent à 200 m au sud-ouest de l’extrémité sud du site dans une ancienne carrière de matériaux. On y observe : - un calcaire bédoulien beige à silex intensément fracturé, - surmonté par des marnes et grès gris foncé de l’Aptien (n6) en discordance angulaire de

30° environ sur les calcaires, par l’intermédiaire d’une brèche sédimentaire. L’association du biseau sédimentaire et des failles a pour effet de diminuer l’épaisseur des marnes aptiennes sur les calcaires (jeux tectoniques en horsts – cf. Figure 4) aux environs de cette carrière. Au niveau du site des Parrines plus au nord-est, la profondeur des calcaires sous les marnes aptiennes est inconnue mais une élévation des calcaires est possible sous la couverture marneuse aptienne et albienne si la faille observée dans les calcaires affleurants se poursuit dans les marnes. Les levés géologiques effectués sur le site infirment cependant cette hypothèse par la régularité du pendage des couches. Les formations marneuses aptiennes (n6) et albiennes (n7) sont bien différenciées sur la carte géologique Forcalquier. Sur le terrain apparaissent en fait des faciès très similaires, excepté les toits et les murs des formations : - marnes sableuses gris vert à noir à intercalations décimétriques de bancs calcaro-argileux

ou gréseux, parfois agencés en horizons plurimétriques, - horizon gréso-argileux, grès à patine rousse à stratification ondulée au toit de l’Aptien,

localement avec glauconie, muscovite, puissance de 30 à 40 m. Cet horizon constitue le flanc ouest du site,

- horizon gréseux gris similaire mais plus argileux au mur de l’Albien de puissance décamétrique. Cet horizon passe sous les marnes constituant l’ensemble du soubassement du site plus à l’est où il s’approfondit rapidement au vu des pendages de 30° est mesurés,

- un horizon gréseux de 30 m environ au toit de l’Aptien (c7g) et constituant la crête orientale du vallon des Parrines : grès calcareux, grès à patine rousse avec muscovite, chlorite, glauconie, affectés de débit en plaquettes.

Les formations cénomaniennes : elles sont situées au toit du projet. Il s’agit de formations à dominante marneuse (marne bleue c1-2a et marno-calcaires c1-2b) totalisant 400 m d’épaisseur hors biseau tectonique ou sédimentaire. Elles ont pour effet d’isoler au plan hydrogéologique le site de stockage des brèches de bordure et des alluvions anciennes constituant des aquifères potentiels. A l’est immédiat du site les talus de l’autoroute A51 font apparaître une faille satellite des failles de la Durance (cf. Figure 4). Les mégabrèches sédimentaires de bordure (n2 - n3k - n4k egbr) sont dans l’ensemble plutôt peu perméables : liant argilo-sableux brun rouge. Des passées de liant sableux ou de


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blocailles peuvent représenter cependant un réservoir aquifère à considérer. Il s’agit de formations issues d’éboulements et de glissements pluri-kilométriques. Les terrasses alluviales anciennes : au niveau de St Auban, ce sont les grandes terrasses duranciennes indicées FXB sur la carte géologique Forcalquier. Elles se situent entre 40 et 60 m du lit actuel et se caractérisent par de gros blocs très hétérométriques (formations glacières) recouverte par des limons et des loess. L’agencement de ces formations entre elles est illustré par les coupes géologiques interprétatives (cf. Figure 4). 2.3.3. Contexte géologique local

Il est précisé à partir d’un levé géologique à 1/25000 aux environs du site (cf. Figure 5) et par des travaux plus ponctuels à l’échelle du projet (cf. Figure 6). Contexte géologique local Il met l’accent sur les points suivants :

il apparaît une structure monoclinale orientée NS à NE-SW, pentée de 30 à 60° vers l’est,

cette structure est affectée à l’ouest du site par des failles de direction similaire à la faille de la Durance dont le rejet s’amortit vers le nord-est dans les séries à dominante marneuse,

ces jeux tectoniques sont par contre plus importants au sud-ouest du projet dans la carrière de calcaire où ils font affleurer le réservoir aquifère calcaire bédoulien (relèvement du compartiment est) mais s’amortissent rapidement dans les marnes avec une inversion du rejet vers le nord (cf. Figure 5),

au niveau du projet il semble que l’on ait une simple flexure et le toit de cet aquifère doit se situer à plus de 200 m de profondeur,

La faille recoupant le front nord-est de la carrière n’a pas été observée plus au nord : recouvrements par des alluvions et des colluvions, pendages de la stratification réguliers,

le projet est implanté sur des marnes plus ou moins sableuses à intercalations calcaires ou gréseuses fines, d’épaisseur totale dépassant 100 m,

au mur apparaissent deux horizons de grès argileux de puissance décamétrique et pluri-décamétrique (cf. Figure 6) sans discontinuité tectonique sur le site et à son aval sud (cf. Figure 5),


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Figure 4 : Coupes géologiques interprétatives


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Figure 5 : Contexte géologique local


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Figure 6 : Géologie du site et localisation et travaux de reconnaissance


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au-dessous, des marnes noires s’intercalent avant les calcaires ; leur épaisseur est mal connue du fait de la discordance de transgression avec les brèches de base observée dans la carrière et n’a pas été recoupée en sondage, mais doit être supérieure à 100 m.

Géologie du site Des observations de surface faites dans les ravines où affleurent les marnes montrent (cf. Figure 6) :

une structure isoclinale pentée vers l’est de 30 à 50° avec une crête redressée (60°) vers la faille observée sur le talus de l’A51 (cf. Figure 4) alors que le flanc ouest du projet est moins penté (15 à 30°) et apparaît comme une surface structurale,

un flanc de vallon Est à dominante marneuse avec petits bancs décimétriques de grès argileux et de calcaires argileux en pourcentage accru vers le toit. Ces marnes sont de couleur grise à gris vert avec des horizons noirs,

un flanc de vallon ouest constitué par des grès argileux affleurant en surface structurale. Ces grès gris vert ont un ciment argileux, parfois carbonaté et une surface de stratification ondulée. Ils contiennent de la glaucomie et des minéraux noirs,

en fond de vallon un paléosol formé de marnes sableuses altérées, déconsolidées, jaunes, masquant le substratum.

La caractérisation géologique précise des formations présentes au droit du site a fait l’objet d’une attention particulière. Des reconnaissances de sol ont été effectuées :

- par l’entreprise SOBESOL en juillet 2004 ; - par ANTEA en août 2004 ; - par GEOTEC (en complément suite à la modification du projet) en janvier 2007.

Les investigations réalisées par SOBESOL ont été les suivantes :

un sondage carotté SC1, mené à 34 m de profondeur ;

trois sondages destructifs, SD1 à SD3, au marteau fond de trou avec enregistrement des paramètres de forage, menés vers 10 m de profondeur. Ces sondages ont été équipés de piézomètres ;

six mesures réglementaires de perméabilité au droit du site de stockage. Ces mesures ont été faites au sein des sondages destructifs (à deux niveaux de profondeur par lanterne de 3 m), en régime transitoire à partir de la variation de charge en fonction du temps. Leur interprétation a été réalisée par la méthode Nasberg pour les sols secs et par la méthode Lefranc sous nappe.

Les implantations des investigations sont reportées en Figure 6.

Le sondage carotté SC1 recoupe une puissance d’environ 30 m de formation située au sud du projet : au-dessous de 1.8 m, le sondage recoupe en effet des marnes à marnes


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calcaires gris foncé à noir à pyrite, compactes et compressées par la pression tectonique (flexure dans le vallon ?). On observe sur les carottes :

- des laminites tectoniques et des stries dans les plans de stratification (25 à 30°) ;

- l’absence de fracturation, excepté principalement des fissures à enduits bruns (entre 5 et 9,5 m, vers 15,5 m et de 22 à 26 m), illustrée par un taux de RQD* compris généralement entre 60 et 80% ;

- la présence au-dessous de 28 m de veinules de calcite attestant aussi de la pression tectonique.

Les trois sondages destructifs recoupent des faciès a priori similaires avec l’incertitude liée à la méthode d’investigation : observation des cuttings. Un petit niveau d’eau a été observé en SD1 à 7 m de profondeur à la foration.

Les six mesures de perméabilité réalisées : - au dessous de la zone d’altération ; - par lanternes de 3 m (4 à 7 m et 7 à 10 m de profondeur) ;

mettent en évidence certaine homogénéité des valeurs entre les sondages. Le tableau suivant récapitule les mesures de perméabilité effectuées, au sein des marnes et marno-calcaires caractérisant l’encaissant du projet, et les résultats obtenus.

Sondage Altitude z NGF Niveau testé Perméabilité k

SD1 568.7 m De 4 à 7 m

De 7 à 11 m 4.5.10-9 m/s 1.4.10-8 m/s

SD2 575.9 m De 4 à 7 m

De 7 à 10 m 8.2.10-9 m/s 4.7.10-9 m/s

SD3 566.8 m De 4 à 7 m

De 7 à 10.5 m 2.4.10-9 m/s 5.9.10-9 m/s

Tableau 2 : Récapitulatif des mesures de perméabilité – campagne SOBESOL 2004

Les valeurs mesurées s'avèrent systématiquement comprises entre 1.4.10-8 m/s et 2.4.10-9 m/s, en corrélation avec les faciès observés dans le sondage carotté. On considère que la perméabilité de cette formation est globalement inférieure à 10-6 m/s.

Les investigations réalisées par ANTEA ont consisté en neuf fouilles à la pelle mécanique pour observations visuelles des terrains en présence et prélèvements de sols pour caractérisation par essais géotechniques en laboratoire. Les implantations des investigations sont reportées en Figure 6.

* RQD : proportion de longueurs de carotte supérieures à 10 cm sur la longueur totale.


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Les fouilles ont toutes été menées au refus ; leurs profondeurs sont comprises entre 0.8 et 2.9 m. Il s’agit principalement d’argile de faible épaisseur (0,1 à 0,6 m). On observe localement des épaississements : - 1,6 m dans la fouille P4 au nord ; - 1,8 m au sud en P8 et dans le sondage SC1 où la présence de graviers et galets

centimétriques à également été observée. Les investigations complémentaires réalisées par GEOTEC en 2007 ont été les suivantes : - trois sondages carottés (SC 4 à SC6), implantés en fond de casier en tenant compte des

accès pour la machine de sondage (cf. plan avant projet de Burgeap d’avril 2007). SC4 : 564 m NGF, 17 m de profondeur pour une côte de fond de casier de 556 m NGF, SC5 : 556 m NGF, 17 m de profondeur pour une côte de fond de casier de 551 m NGF, SC6 : 549,5 m NGF, 17 m de profondeur pour un côte de fond de casier de 541 m NGF.

Les formations rencontrées sont de type marno-calcaires et calcaro-gréseux de couleur gris foncé, avec une très faible fracturation comme l’atteste un taux de RQD généralement supérieur à 80%. La présence d’eau n’a pas été observée. Les neuf mesures de perméabilité réalisées :

- au dessous de la zone d’altération ; - par lanternes de 1 à 2 m,

mettent également en évidence une certaine homogénéité des valeurs entre les sondages.

Le tableau suivant récapitule les mesures de perméabilité effectuées.

Sondage Altitude z NGF Niveau testé Perméabilité k

SC4 564 m De 9,5 à 10,5 m De 12 à 13,5 m De 13,5 à 15 m

2.10-7 m/s 1.10-8 m/s 4.10-9 m/s

SC5 556 m De 7 à 8 m

De 9,5 à 11 m De 12 à 14 m

2.10-8 m/s 6.10-9 m/s 5.10-9 m/s

SC6 549.5 m De 8,5 à 9,5 m De 9,5 à 11 m

De 13,5 à 15,5 m

3.10-9 m/s 1.10-8 m/s 5.10-10 m/s

Tableau 3 : Récapitulatif des mesures de perméabilité – campagne GEOTEC 2007


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Les valeurs mesurées sont comprises entre 2.10-7m/s et 5.10-10m/s, avec une majorité de valeurs comprises entre 1.10-8 m/s et 4.10-9 m/s, de façon similaire à la première campagne. Ces investigations confirment donc que la perméabilité du substratum du casier est globalement inférieure à 10-6 m/s.

2.4. Contexte hydrogéologique

La lithologie des terrains étudiés permet de définir les réservoirs aquifères potentiels suivants au droit et autour du site du nord-ouest vers le sud-est :

l’aquifère karstique bédoulien,

les grès fracturés de l’aptien et de l’albien,

les sables et marnes du cénomanien,

les mégabrèches de bordure,

les alluvions anciennes. L’impact éventuel du site sur chaque ressource en eau est examiné. NB : A noter que le contexte hydrogéologique du site a fait l’objet en 2007 d’une mission d’expertise par un hydrogéologue agréé. 2.4.1. L’aquifère karstique bédoulien

Il est alimenté par des infiltrations sur le flanc sud de la montagne de Lure. Les circulations s’effectuent ensuite en profondeur :

au mur des marnes du crétacé supérieur (Aptien, Albien) qui les surmontent,

vers la Fontaine de Vaucluse et la Clue de Sisteron. A proximité du secteur il n’existe pas d’exutoire important à ce réservoir excepté en période de hautes eaux de la nappe dans des panneaux calcaires rehaussés par des failles au sein des marnes :

vers châteauneuf-Val-St-Donnat, 2,5 km à l’ouest,

à la Chapelle St-Donnat 4 km au sud/sud-ouest (Sources des Sorgues). Au droit du site des Parrines plus de 200 m de formations marneuses et gréso-argileuses devrait protéger le toit de ce réservoir karstique d’une éventuelle infiltration superficielle. Une incertitude géologique néanmoins subsiste (flexure supposée dans les marnes ?). Par ailleurs, le pendage général vers l’est guide les écoulements dans cette direction, au-dessous des alluvions de la Durance, et non vers l’ouest ou le sud-ouest (cf. Figure 7).


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Les failles méridiennes observées s’amortissent dans les formations à dominante marneuse sous-jacentes au calcaire et ne constituent pas des guides préférentiels de circulation aquifères dans ces marnes (absence de fractures ouvertes et de signes de dissolution).

Figure 7 : Coupe géologique et circulation aquifère au sud

du projet

2.4.2. Les grès de l’Aptien et de l’Albien

S’ils sont fracturés ils représentent des réservoirs aquifères potentiels exploités localement pour de faibles débits (cf. Figure 8) :

forage au lieu-dit la Miclaude (point 1 - Figure 8) à presque 1000 m au sud du site et à son aval. De 42 m de profondeur, il peut fournir jusqu’à 170 m3 par jour. Il est vulnérable à d’éventuelles infiltrations issues du projet,

captage AEP du Thoron à 2 km au nord-ouest du site en amont hydraulique. Ce captage exploite des venues d’eau renfermées par les grès et calcaires albiens de base, émergeant au niveau des marnes noires aptiennes sous-jacentes. Le projet n’a aucun impact sur ce captage.


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Figure 8 : Localisation des points d’eau


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2.4.3. Les sables et marnes du cénomanien

Ils sont exploités par un forage privé de 75 m au lieu-dit Chiron-Barnaud, à environ 800 m au nord-est du projet (point 2 - Figure 8). Les marnes cénomaniennes isolent cette ressource aquifère située au toit géologique et géométrique du projet. Leur épaisseur ne peut cependant ici être précisée par suite de failles (visibles sur le talus de l’autoroute A51). 2.4.4. Les mégabrèches

Il s’agit d’un réservoir aquifère irrégulier par la taille et la nature de ses éléments (grès, calcaires décimétriques à pluri-métriques ou décamétriques) et la nature de son ciment :

généralement argileux rouge ou gris et alors peu aquifère,

localement sableux, silteux ou constitué de graviers et alors potentiellement aquifère. Leur alimentation par les précipitations est faible au vu de leur faible surface d’affleurement (200 m de large). Il convient d’y ajouter les infiltrations à partir des ravins transverses, notamment celui des Valsettes où se jette le ruisseau des Parrines. Ce réservoir est donc vulnérable à d’éventuelles pollutions issues du site mais son intérêt est limité. 2.4.5. Les terrasses alluviales anciennes

Leurs réserves d’eaux étaient exploitées notamment par les anciennes sources de la Casse et de Font Mari qui alimentaient Montfort en eau potable (cf. Figure 8) ; ces deux sources sont aujourd’hui abandonnées. Ces émergences sont constituées par des infiltrations du ruisseau de « la Valsette », en amont, captage dans des alluvions grossières non cimentées, remontant au niveau du site au toit de poudings cimentés. La vulnérabilité des captages est liée :

à la terrasse alluviale amont en rive droite et rive gauche du ruisseau (zone pavillonnaire),

à l’amont du ruisseau de « la Valsette » : traversée par la RN96, l’autoroute A51, affluents divers et dont la source se situe à Châteauneuf-Val-St-Donnat.

2.4.6. Les alluvions récentes

Les captages AEP de Château-Arnoux-Saint-Auban, les prélèvements d’eau industrielle de l’usine ATOFINA se situent sur la Durance, en amont de la confluence avec « la Valsette » ; ils ne seront donc pas influencés par le projet. Les captages AEP des Mées (Puits des vergers de Provence) et de Peyruis (Puits des Roubines) sont implantés plus de 2,5 km à l’aval de cette confluence et le facteur dilution par les eaux de la Durance est à prendre en compte.


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2.5. Usages de l’eau

2.5.1. Captage d’alimentation en eau potable (AEP)

D'après les informations fournies par la DDASS des Alpes de Haute Provence, les captages AEP existants, déclarés à proximité du secteur d’étude, sont les suivants (cf. Figure 8 pour leur localisation) :

Commune et

localisation par rapport au projet

Périmètre de protection

Distance (périmètre de

protection / projet ou captage / projet)

Utilisation

Forages des filières

Château-Arnoux-Saint-Auban

Au nord/nord-est Amont projet

- 3300 m AEP communal

Source du Thoron

Châteauneuf-Val-St-Donat

Au nord-ouest Amont projet

oui 2000 m AEP communal

Captage de l’Escale L’Escale A l’ouest

latéral projet - 3000 m AEP communal

Source de la Casse Montfort

Au sud / sud-est Aval projet

oui 1600 m Source abandonnée pour l’instant pour cause de pollution

Source de Font Mari Montfort

Au sud / sud-est Aval projet

oui 1600 m Source abandonnée pour l’instant pour cause de pollution

Puits des Vergers de Provence

Les Mées Au sud

Aval non 5500 m AEP communal

Puits des Roubines Peyruis

Au nord/nord-est Amont projet

- 7000 m AEP communal

Tableau 4 : Captages AEP communaux à proximité du projet


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L’inventaire complémentaire des points d’eau réalisé sur le terrain a permis d’identifier les « ouvrages » privés suivants :

Commune et

localisation par rapport au projet

Périmètre de protection

et profondeur de l’ouvrage

Distance (ouvrage /

projet) Utilisation

Source en aval immédiat du projet (Point 3)


Au sud

Non (écoulements de

sub-surface). 250 m

Abreuvoir 4 chevaux Source non pérenne

Forage de la Miclaude (Point 1)


Au sud

Non 42 m (dans les grés

fracturés) 1000 m

Domestique pour une habitation (hors

boisson), arrosage jardin, piscine

Peut fournir jusqu’à 170 m3/jour

Forage de Chiron-Barnaud (Point 2)

Château-Arnoux-Saint-Auban au nord-est

Oui 75 m

(dans les marnes cénomaniennes)

800 m Domestique pour une

habitation

Tableau 5 : Captages privés à proximité du projet

La DDT des Alpes de Haute Provence a par ailleurs précisé qu’il n’y avait pas à leur connaissance de prélèvements pour l’irrigation dans un rayon de 1 km au moins. 2.5.2. Captage d’eau à usage industriel

Pour les eaux industrielles, le seul prélèvement connu, le plus proche du projet, se fait par prise d’eau dans la Durance (« Champ captant de l’usine ») : alimentation en eau industrielle de l’usine ATOFINA. Cette prise d’eau se trouve à plus de 2 km du projet, en position latérale.

2.6. Schéma conceptuel et hypothèses retenues

Compte tenu des éléments de contexte géologique et hydrogéologiques décrits ci-dessus, les hypothèses de calcul suivantes ont été retenues pour la modélisation et le calcul d’équivalence de barrière passive. - ISDND implanté sur des formations marno-calcaire et calcaro-gréseuses pouvant

présenter localement des perméabilités de l’ordre de 2.10-7 m/s : valeur la plus forte observée, retenue dans le calcul de manière sécuritaire ;


22

- Niveau de fond de forme du casier situé entre 558 mNGF à l’amont et 544 mNGF à l’aval ;

- Pas de niveau piézométrique au droit du site. Pour capter d’éventuelle circulation de

sub-surface, un horizon drainant est placé sur les talus amont et à la base de l’épaisseur de faible perméabilité reconstituée. Par mesure sécuritaire, le modèle prendre en compte un « niveau piézométrique » à la base de l’épaisseur de faible perméabilité.

Ces éléments sont synthétisés sur le schéma conceptuel ci-dessous :


23

Figure 9 : Schéma conceptuel


24

3. RAPPEL DU PRINCIPE D’EQUIVALENCE

Si par le passé, l’équivalence était évaluée sur la base du temps nécessaire pour qu’une goutte d’eau s’écoule, sous un gradient hydraulique unitaire, depuis le sommet de la barrière passive jusqu’à sa base, elle est estimée désormais en termes d’impact potentiel du site de stockage sur une ressource en eau souterraine sous-jacente. Pour ce faire, les phénomènes à prendre en compte pour la migration des polluants sont, d’une part, la convection et d’autre part, la diffusion-dispersion.

Il est désormais bien établi que l’un des principaux mécanismes qui contrôle la migration des polluants à travers les barrières peu perméables est la diffusion moléculaire (cf. Shackelford, 1988 ou Johnson et al. 1989).

Pour le législateur, l’équivalence a pour objectif de permettre à l’exploitant d’apporter des garanties suffisantes pour la protection de l’environnement dans des situations qui ne se prêtent pas naturellement aux prescriptions réglementaires. L’équivalence ne doit donc pas être considérée simplement comme un moyen d’améliorer la rentabilité économique du stockage (réduction des coûts des matériaux et/ou de leur mise en œuvre, etc.), mais doit être motivée techniquement.


25

4. METHODOLOGIE

L’équivalence entre deux barrières passives ne doit pas être considérée uniquement en termes de temps de transfert, mais surtout en termes d’impact potentiel du site sur une ressource en eau souterraine. Ainsi, deux systèmes de barrières pourront être jugés équivalents lorsque les concentrations maximales induites dans les eaux souterraines sont les mêmes.

Le flux de pollution provenant des déchets a une composante dite « convective » (liée à un gradient hydraulique) et une composante dite « diffusive-dispersive » (liée à un gradient de concentration) : il est désormais bien établi que l’un des principaux mécanismes qui contrôle la migration des polluants à travers les barrières peu perméables est la diffusion moléculaire (cf. Shackelford, 19881 ou Johnson et al., 19892).

L’équation classique de transport des polluants par advection et diffusion-dispersion en une dimension est :

0x

CD

x

Cv

t

C2

2

(1)

où : C est la concentration du soluté au point x et à la date t ; D est le coefficient de diffusion-dispersion ; v est la vitesse moyenne de l’eau.

Pour les besoins de comparaison entre les dispositifs, les concentrations calculées dans les eaux souterraines sont des concentrations relatives : ainsi, la concentration à la source est prise égale à 1. En particulier, il n’est pas possible de comparer ces valeurs avec d’éventuelles valeurs guides, ce qui nécessiterait le calcul de concentrations absolues.

Notons par ailleurs que les calculs présentés considèrent l’équivalence uniquement sous l’angle des transferts hydro-dispersifs : ils ne prennent pas en compte une éventuelle interaction chimique entre les lixiviats et les matériaux mis en œuvre.

4.1. Équivalence en fond de casier

Le calcul d’équivalence en fond de casier s’évalue par la résolution de l’équation présentée au paragraphe précédent.

Guyonnet (1998) a proposé une solution analytique au problème de transport de solutés au travers un milieu multicouche en régime stabilisé :

1 Shackelford, C., 1988. Diffusion as a transport process in fine-grained barrier materials. Geotechnical News,

vol. 6, n° 2. 2 Johnson, R., Cherry, J., Pankow, J., 1989. Diffusive contaminant transport in natural clay : a field example and

implications for clay-lined waste disposal sites. Environmental Science & Technology, vol. 23.


26

C’ = E

zzDz

i

iL

qH

C

0

0

)()(exp11

(2)

où :

C0 est la concentration à la source

C’ est la concentration moyenne dans l’aquifère à l’aplomb de la source

E est l’épaisseur totale des couches situées au-dessus de l’aquifère

L est la largeur de la zone polluée dans la direction de l’écoulement des eaux souterraines

(z) est la porosité à la profondeur z

D(z) est le coefficient de diffusion-dispersion à la profondeur z

H est l’épaisseur de la couche de mélange dans l’aquifère

q est le flux de Darcy dans l’aquifère.

Cette équation permet de manière simplifiée d’estimer la concentration maximale induite dans l’aquifère pour une source de concentration constante.

L’équivalence consiste à résoudre cette équation pour différents scénarios d’aménagement de la barrière passive et de calculer l’évolution de la concentration en fonction du temps au point d’impact considéré.

Le calcul est réalisé au moyen d’un programme de calcul informatique appelé MIDAS qui résout l’équation analytique ci-dessus.

4.2. Équivalence en flanc de talus

Dans le cadre du calcul d’équivalence dans les talus, les calculs hydro-dispersifs sont mis en œuvre à l’aide des modèles SEEP/W et CTRAN/W édités par GEOSLOPE International (version 7.14), en coupes verticales.

SEEP/W est une méthode aux éléments finis utilisée pour modéliser les écoulements à travers un matériau poreux. Il est couplé avec CTRAN/W qui modélise le transport des polluants.


27

5. AMENAGEMENTS ET DISPOSITIFS ENVISAGES

L’article 11 de l’arrêté ministériel du 9 septembre 1997 modifié par l’arrêté du 19 janvier 2006 préconise :

La barrière de sécurité passive est constituée du terrain naturel en l’état. Le fond de forme du site présente, de haut en bas, une perméabilité inférieure à 1.10-9 m/s sur au moins 1 mètre et inférieure à 1.10-6 m/s sur au moins 5 mètres.

Les flancs sont constitués d’une couche minérale d’une perméabilité inférieure à 1.10-9 m/s sur au moins 1 mètre.

Lorsque la barrière géologique ne répond pas naturellement aux conditions précitées, elle peut être complétée artificiellement et renforcée par d’autres moyens présentant une protection équivalente.

L’épaisseur de la barrière ainsi reconstituée ne doit pas être inférieure à 1 mètre pour le fond de forme et 0,5 mètre pour les flancs jusqu'à une hauteur de deux mètres par rapport au fond.

En tout état de cause, l’étude montrant que le niveau de protection sur la totalité du fond et des flancs de la barrière reconstituée est équivalent aux exigences fixées au premier alinéa, figure dans le dossier de demande d’autorisation.

En fond, le contexte géologique (formation marno-calcaire de perméabilité inférieure ou égale à 2.10-7 m/s) répond aux exigences réglementaires en ce qui concerne la base de la barrière passive. Ces formations en place seront complétées par la mise en place d’une couche de 1 m d’argile de perméabilité inférieure ou égale à 1.10-9 m/s.

En flanc, l’épaisseur réglementaire de 1 m d’argile étant difficile techniquement à réaliser et à contrôler, il est proposé de remplacer cette épaisseur par la mise en place d’un géosynthétique bentonitique (GSB) de perméabilité inférieure ou égale à 5.10-11 m/s, reposant sur les terrains encaissant à de perméabilité inférieure à 2.10-7 m/s.

Deux barrières passives sont étudiées et comparées dans ce rapport :

DISPOSITIF 1 (type arrêté ministériel) :

en fond : conforme à l’Arrêté Ministériel ;

en flanc : 1 m de matériaux argileux de perméabilité inférieure à 1.10-9 m/s.


28

Figure 10 – Dispositif 1 type arrêté ministériel

DISPOSITIF 2 :

en fond : conforme à l’Arrêté Ministériel ;

en flanc : 1 m de matériaux argileux de perméabilité inférieure à 1.10-9 m/s jusqu’à 2 m de hauteur par rapport au fond d’alvéole recouverts d’un géosynthétique bentonitique de perméabilité inférieure à 5.10-11 m/s.

Figure 11 – Dispositif 2 avec géosynthétique bentonitique

Point d’observation

Point d’observation

GSB

Nappe perchée dans les déchets

Nappe perchée dans les déchets


29

6. MISE EN ŒUVRE DES CALCULS D’EQUIVALENCE EN FLANC DE TALUS

L’équivalence de la barrière passive en flanc de casier est calculée dans le cas d’une défaillance totale de la barrière active et de l’établissement d’une nappe perchée dans le massif de déchets, 5 m au-dessus du fond de forme. La charge hydraulique prise en compte correspond à une hauteur d’eau de 1 m.

Les tableaux suivants rassemblent les différentes caractéristiques des couches nécessaires à la mise en œuvre des calculs.

Épaisseur (m) Perméabilité (m/s) Porosité

Matériaux argileux 1 1.10-9 0,5

Substratum Variable (talus) 2.10-7 0,3

Tableau 3 : Caractéristiques des différentes couches du dispositif 1

Épaisseur (m) Perméabilité (m/s) Porosité

GSB 0,01 5.10-11 0,6

Matériaux argileux 1 m (sur 2 m de hauteur) 1.10-9 0,5

Substratum Variable (talus) 2.10-7 0,3

Tableau 4 : Caractéristiques des différentes couches du dispositif 2


30

7. RESULTATS DU CALCUL EN FLANC

Les résultats des calculs pour les dispositifs 1 et 2 sont présentés dans le tableau suivant. Les différentes courbes ont été calculées par le modèle numérique.

Figure 12 : Évolution de la concentration relative en fonction du temps (années)

Barrière passive Palier de

concentration Rapport entre les paliers

des dispositifs 1 et 2

Dispositif 1 7,15 10-8 /

Dispositif 2 3,46 10-9 20.66

Tableau 6 : Paliers de concentration (concentration relative)

Les deux figures suivantes montrent l’état du panache en régime permanent après avoir atteint le palier (500 ans), pour chacun des dispositifs. Il s’agit de concentrations relatives, comprises entre 0,6 et 1 du bleu clair au bleu foncé.


31

Figure 13 : Panache de concentration – Dispositif 1

Figure 14 : Panache de concentration – Dispositif 2

Au vu des résultats obtenus, en termes de concentration au palier et d’évolution du panache, il apparaît que le dispositif 2, avec mise en place d’un GSB, est équivalent au dispositif type arrêté ministériel.


32

8. PRESCRIPTIONS DE MISE EN ŒUVRE

8.1. Aptitude des matériaux à être utilisé comme composante d’une barrière reconstituée

L’exploitant, dans son CCTP de Travaux pour la mise en place des 1 m de matériaux rapportés demandera une étude d’identification par un laboratoire indépendant de l’entreprise.

Cette identification comportera au minimum les essais suivants :

classification GTR : teneur en eau naturelle, poids volumique, argilosité (valeur de bleu) et granulométrie ;

essais de compactage PROCTOR ;

mesure de perméabilité réalisée sur un échantillon compacté à une densité proche de l’optimum et légèrement plus humide que la teneur en eau de l’optimum ;

teneur en CaCO3.

Le laboratoire fournira à un tiers expert contrôleur extérieur ou au maître d’œuvre pour agreement un rapport de résultats comportant :

l’origine du matériau ;

sa nature géologique ;

les résultats des essais de laboratoire décrits ci-dessus.

Dans une hypothèse de traitement des matériaux par ajout d’argile en poudre (bentonite) le rapport comprendra en plus les résultats suivants :

nature du traitement ;

pourcentage et type de matériaux utilisés ;

essais de compactage PROCTOR sur matériau traité ;

mesure de perméabilité réalisée sur un échantillon traité compacté à une densité proche de l’optimum et légèrement plus humide que la teneur en eau de l’optimum.

8.2. Prescription de mise en œuvre de la couche supérieure

L’exploitant, dans son CCTP de Travaux pour la mise en place des 1 m de matériaux supérieurs demandera la réalisation par l’entreprise de planches d’essais sous le contrôle extérieur d’un bureau d’étude tiers compétent.

Ces planches d’essais ont pour objet de définir les moyens (engins et compacteurs) et la méthode de mise en œuvre des matériaux et du traitement si nécessaire.


33

La mise en œuvre des matériaux s’effectuera selon les règles de l’art en vigueur qui sont définies dans le document du BRGM (1997a) – Mise en œuvre de matériaux rapportés destinés au confinement des centres de stockage, Guide Technique, document BRGM 271, BRGM, Orléans.

8.3. Prescription de mise en œuvre du GSB

Le renforcement de la barrière passive en fond et flancs de casiers sera assuré par un géosynthétique bentonitique (GSB) aiguilleté, dont les caractéristiques minimales seront :

Tableau 7 : spécifications requises pour le GSB

Caractéristiques Références Valeurs requises

Masse surfacique NF EN 14196 ≥ 5,3 kg/m² à teneur en eau naturelle

Masse surfacique de bentonite NF EN 14196 ≥ 5 kg/m² à 0 % de teneur en eau en tout point du produit

Minéralogie - Bentonite sodique naturelle avec teneur en smectite ≥ 70%

Perméabilité et flux sous contrainte XP P 84-705 Perméabilité ≤ 5.10-11 m/s Flux ≤ 5. 10-10 m3/m²/s sous 160 kPa et 30 cm de charge

Proportion de CaCO3 NF P 94-048 ≤ 5% pondéral

Indice de Gonflement libre XP P 84-703 ≥ 24 cm3/2g

Capacité d’Echange Cationique (CEC)

NF X 31.130 ≥ 70 meq/100 g

Résistance à la traction EN ISO 10319 ≥ 12 kN/m

Poinçonnement statique NF EN ISO 12236 ≥ 3000 N

Le géosynthétique bentonitique sera constitué d’une couche de bentonite sodique naturelle entre deux couches de géotextiles, tissés et non tissés, aiguilletés ensemble.

Le recouvrement sur talus des lés de GSB sera de 0,4 m au minimum et de 0,3 m en fond d’alvéole.

8.4. Contrôle de mise en œuvre de la couche rapportée

Le contrôle extérieur portera sur :

Le suivi de la planche d’essais de compactage afin de valider les choix de l’entreprise (énergie de compactage ; épaisseur des couches), la réalisation de 2 essais sur la planche d’essai à l’infiltromètre fermé conformément à la norme NF X30-420 ;


34

Le contrôle de l’homogénéité de la couche rapportée avec la réalisation de profil de résistivité ;

Le contrôle de la conformité de la perméabilité des matériaux par essais de perméabilité à charge variable en forage fermé conformément à la norme NF X30-425, à raison de 2 essais uniformément répartis par alvéole (1 essai / 2500 m²).

8.5. Contrôle de mise en œuvre du GSB

Le contrôleur extérieur donnera un avis sur les résultats des essais au laboratoire réalisés dans le cadre du contrôle externe à la charge de l’entreprise, concernant :

la masse de bentonite par unité surfacique du GSB selon norme NF EN 14 196 (1 essai pour 5 000 m²) ;

la vérification de la nature de la bentonite sodique naturelle par la réalisation de dosages isotopiques 13C/12C et 18O/16O (1 essai par lot).

la vérification de la proportion de CaCO3 selon norme NF P 94-048, de l’Indice de Gonflement libre (IG) selon la norme XP P 84-703 (≥ 24 cm3/2g), la Capacité d’Echange Cationique(CEC) selon norme NF X 31 130.

Le contrôleur extérieur lors de ses visites inopinées donnera un avis sur la pose de ce produit.


35

9. STABILITE DU DISPOSITIF D’ETANCHEITE PASSIVE ET ACTIVE

9.1. Principe du dispositif

Figure 15 : barrières de sécurités actives et passives en flanc de casier

9.2. Propriétés des géosynthétiques utilisés

9.2.1. Le géosynthétique bentonitique

Le géosynthétique bentonitique à mettre en place sur les flancs afin de constituer une équivalence en termes de barrière de sécurité passive devra avoir les caractéristiques minimales énoncées dans le Tableau 7.

Le géosynthétique bentonitique devra avoir une structure de liaison des deux géotextiles de type aiguilleté. Les géotextiles et l’aiguilletage devront présenter une résistance mécanique suffisante.

La surface du fond de l’alvéole devra être apte à accueillir le géosynthétique bentonitique. Tout élément à forme agressive devra être préalablement retiré.

9.2.2. La géomembrane PEHD 2mm

La géomembrane PEHD 2 mm sera certifiée ASQUAL et vérifiera les caractéristiques minimales suivantes :

Géotextile de protection

Géomembrane PEHD épaisseur 2mm

Géosynthétique bentonitique

Cendres grises Substratum


36

Tableau 8 : spécifications requises pour la géomembrane


Epaisseur NF EN 1849 ≥ 2 mm

Masse surfacique NF EN 1849 comprise entre 1800 et 1995 g/m²

(valeur nominale annoncée par le producteur avec

5 % de variation)

Masse volumique de résine EN ISO 1183-1 comprise entre 0,93 et 0,94 g/cm3

Teneur en noir de carbone NFT 51 140 comprise entre 2 et 3%

Dispersion en noir de carbone ASTM D 5596 A1 ou A2

Résistance au poinçonnement statique NF P 84-507 ≥ 600 N


une variation 10%)

Résistance au seuil d’écoulement EN 12311-2 ≥ 30 kN/m selon SP et ST


une variation 10%)

Déformation au seuil d’écoulement EN 12311-2 ≥ 6,6 % selon SP et ST


15 % de variation)

Résistance à 250 % de déformation EN 12311-2 ≥ 21,6 kN/m


une variation 10%)

9.2.3. Le géosynthétique anti poinçonnement de protection

Le géotextile anti-poinçonnant de protection mécanique de la géomembrane sera un non tissé aiguilleté de filaments continus, certifié ASQUAL.

Il présentera les caractéristiques suivantes :

Tableau 9 : spécifications requises pour le géosynthétique de protection


Résistance à la traction NF EN ISO 10319 ≥ 60 kN/m selon SP et ST

Résistance au poinçonnement NF EN ISO 12 236 ≥ 10 kN

Perforation dynamique NF EN ISO 13433 3 mm

Masse surfacique NF EN ISO 9864 ≥ 1000 g/m²

Epaisseur sous 2 kPa NF EN ISO 9863-1 ≥ 6,0 mm

9.3. Stabilité en pente du dispositif

Ces calculs prennent en compte les coefficients de sécurité préconisés par l’Eurocode 7 sur le poids volumique des matériaux (1,35) et les angles de frottement aux interfaces géosynthétiques (1,25).


37

Figure 16 : force de tractions dans les géosynthétiques sous leur poids propre

Avec :

T1 : force de traction dans le géotextile sous son propre poids ;

T2 : force de traction dans la géomembrane sous son propre poids et celui du géotextile ;

T3 : force de traction dans le géosynthétique bentonitique sous son propre poids, celui de la geomembrane et du geotextile.

Les caractéristiques des différents matériaux retenus sont les suivantes :

MS

(kg/m2) e (mm)

γ (kN/m3)

Φ (°) Tmax

(kN/m)

Géotextile 1,0 6 1,6 10 60

GMB 1,995 2 9,9 8 30

GSB 5,3 10 5,3 12 12

Avec :

MS : masse surfacique ;

e : épaisseur du dispositif ;

γ : poids volumique ;

Φ : angle de frottement aux interfaces ;

Tmax : traction maximale supportée par le géosynthétique.

Les résultats obtenus, pour une hauteur maximum de 12 m, sont donnés dans le tableau suivant :

Tableau 6 : traction des géosynthétiques sous leur propre poids

Traction (kN/m)

Géotextile 0,02

GMB 0,07

GSB 0,15

Ainsi la valeur totale de la traction dans l’ensemble du géosynthétique est de 0,25 kN/m.


38

9.4. Dimensionnement de l’ancrage

Figure 17 : dispositif général d’ancrage

Les frottements en tête de talus (longueur L) sont négligeables car il n’y a pas de recouvrement de terres végétales.

Les frottements sur le fond et sur la partie verticale ont été considérés pour le dimensionnement du dispositif d’ancrage.

Les résultats obtenus sont donnés dans le tableau suivant :

Tableau 7 : dimensions d’ancrage

h (m) l (m) T (kN)

Ancrage 1 0,5 0,5 3,5

Ainsi, cette tranchée d’ancrage permet de reprendre un effort de 3,5 kN soit près de 14 fois la sollicitation maximale des géosynthétiques sous leur propre poids.

Avec :

γ : poids volumique des terrains ;

K0 : coefficient de poussée des terres (0,33 dans le cas présent) ; - φi : frottements des différents géosynthétiques.


39

10. CONCLUSION

L’article 11 de l’arrêté ministériel du 9 septembre 1997 modifié par l’arrêté du 19 janvier 2006 préconise la mise en place de :

1 m de matériaux argileux de perméabilité inférieure à 1.10-9 m/s associés à 5 m de matériaux de perméabilité inférieure à 1.10-6 m/s en fond ;

1 m de matériaux argileux de perméabilité inférieure à 1.10-9 m/s au niveau des flancs de casier.

Afin de déterminer l’équivalence, en termes d’impact sur la ressource en eau, à la barrière passive préconisée par l’arrêté ministériel, AnteaGroup a étudié la barrière passive suivante, constituée de :

1 m de matériaux argileux de perméabilité inférieure à 1.10-9 m/s en fond d’alvéole et sur 2 m en base des flancs ;

un géosynthétique bentonitique de perméabilité inférieure à 5.10-11 m/s au niveau des flancs, au-dessus de 2 m de hauteur par rapport au fond de forme.

Le calcul d’équivalence est estimé en termes d’impact potentiel du site de stockage sur une ressource en eau souterraine sous-jacente.

En conclusion de l’étude, il s’avère que le dispositif décrit ci-dessus est équivalent à la barrière passive préconisée par l’arrêté ministériel pour le fond et les flancs de casiers.

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