GENERAL REPORT Q 98 RAPPORT GÉNÉRAL Q 98

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COMMISSION INTERNATIONALE DES GRANDS BARRAGES

------- VINGT-CINQUIÈME CONGRÈS

DES GRANDS BARRAGES Stavanger, Juin 2015

-------

QUESTION 98

EMBANKMENT AND TAILINGS DAMS

BARRAGE EN REMBLAI ET BARRAGE DE STERILES

ZEPING XU Professor, Senior Engineer

China Institute of Water Resources and Hydropower Research

CHINA

General Reporter

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TABLE OF CONTENT 1. Introduction 2. High rockfill dam 3. Internal erosion 4. Foundation of embankment dam 5. Interface between embankments and concrete structures 6. Tailings dam 7. Conclusion

1. INTRODUCTION

Embankment dam is the most ancient dam type in the world. It is also one of the most widely accepted and rapidly developed dam types in dam engineering. In early stage, most of the embankment dams were constructed with earth materials and were normally found on untreated foundation. Safety risk is usually caused by seepage through dam and foundation. Internal erosion by unfavorable seepage could lead to the loss of embankment or foundation materials and further lead to dam collapse and overtopping. Rockfill dams in early stage were constructed by dumped rocks and face slabs. From 1920s to 1960s, with the progress in soil mechanics, earth core rockfill dam (ECRD) was well developed. The height of built dams reached 150 m. After 1960s, with the application of vibratory roller and the technique of layered compaction, concrete face rockfill dam (CFRD) was rapidly developed. Many high CFRD were constructed all over the world. At the same time, ECRD was further developed with the improvement of construction methods and equipment. At present, the dam height of CFRD has reached 200 m, while the height of ECRD has reached 300 m. CFRD and ECRD have become the main representative types of modern rockfill dam. Besides, asphalt core rockfill dam (ACRD) or rockfill dam with asphalt concrete face and rockfill dam with the impervious element of composite geomembrane were also developed at the same time.

Tailings dam is a man-made barrier for the storage of tailings from mine process or industrial waste. Generally, the deposition are coarse mine waste or fine particulate waste. Tailings dam is usually composed of initial dam constructed before the beginning of storage of waste slurry and several raised dams with the increase of impoundment levels. By considering the consequences of the impacts on environment and downstream population, the geotechnical risks of tailings dams should be strictly controlled, which include stability, deformation and seepage.

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Question 98 deals with the topic on “embankment and tailings dams”. The sub-themes under that topic are:

High rockfill dams: innovative designs of various dam type (earth or asphalt core, CFRD…)

Internal erosion: analysis, monitoring, remedial measures Foundation risk: failure case histories, recent progress and solutions Design and performance of interface between embankments and concrete

structures Tailings dams: recent progress, risk reduction methods, height limitation

Related questions from previous ICOLD congresses are listed in Table 1.

Table 1

Related questions from previous ICOLD congresses Year Location Question No Topic

1933 Stockholm, Sweden 2a

Research methods so as to ascertain whether a given materials is suitable for being used in the construction of earth dam.

1936 Washington, USA 7 Calculation of stability of earth dam

1948 Stockholm, Sweden 10 Most recent disposition to avoid piping

1951 New Delhi, India 13 Design and rockfill dams with their core

walls and diaphragms

1958 New York, USA 22

Compaction methods and moisture content for materials used in the construction of earth core and supporting fill for earth and rockfill dams

1961 Rome, Italy 27 Sealing of earth and rockfill dams with bitumen and other materials

1964 Edinburgh, Great Britain 31

Design, methods of construction and performance of high rockfill dams (above or about 80m)

1970 Montreal, Canada 36 Recent developments in the design and

construction of earth and rockfill dams

1973 Madrid, Spain 42 Impervious elements and slope protection on earth and rockfill dams

1976 Mexico City, Mexico 44 Problems associated with special types

of fill dams

1982 Rio de

Janeiro, Brazil

55 Materials and construction methods for embankment dams and cofferdams

1988 San

Francisco, USA

61 Embankment dams: impervious elements other than clay core

1991 Vienna, Austria 67 New development for fill dams and fill

cofferdams 1997 Florence, Italy 73 Special problems with earth fill

2006 Barcelona, Spain 86 Safety of earth and rockfill dams

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There are 41 papers from 23 national committees of ICOLD for the question 98. Distribution of the papers is shown in Figure 1. Numbers of the papers with related sub-themes are listed in Table 2.

Figure 1

Distribution of the submitted papers in Question 98

Table 2 Number of papers in each sub-theme

Sub-theme No. of papers Paper no.

High rockfill dams 14 R2, R10, R12, R13, R14, R16, R18, R25, R29, R31, R34, R35, R40, R41

Internal erosion 9 R3, R5, R8, R11, R20, R22, R28, R32, R39

Foundation risk 5 R21, R26, R30, R36, R38 Interface between embankments and concrete structures

4 R9, R19, R24, R17

Tailings dams 9 R1, R4, R6, R7, R15, R23, R27, R33, R37

It is noticed that most of the papers are related to high rockfill dams, internal

erosion and tailings dams. All the submitted papers present valuable experiences from engineering practices in the world and cover a wide range of case examples. China has the largest numbers of embankment dams in the world, and is still in

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the peak period in building various high embankment dams. Unfortunately, there is no paper submitted to this Question 98.

2. HIGH ROCKFILL DAM

Actually, there is no clear definition on the height of “high” rockfill dam. In the 8th ICOLD congress in Edinburgh, Great Britain (1964), Question 31 defined high rockfill dams with the height above or about 80 m. With a half-century of development, great progresses have been achieved in the construction of high rockfill dam with different dam types, including earth core rockfill dam (ECRD), concrete face rockfill dam (CFRD), asphalt concrete core (or faced) rockfill dam (ACRD or AFRD) and rockfill dam with geomembrane as an impervious element. Figure 2 shows the development evolution of different rockfill dam types.

1960 1965 1970 1975 1980 1985 1990 1995 2000 2005 2010 2015 2020 2025

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Year

ECRD, CFRD and ACRD EVOLUTION

La Salle

Figure 2 Development of high rockfill dams

On high rockfill dams, there are 1 papers on ECRD, 3 papers focus on

CFRD, 4 papers focus on ACRD, 1 papers focus on rockfill dams with geomembrane, and other 5 papers which discussed general issues of rockfill dams, including 2 papers focus on seismic impacts. Distribution of the papers represents a tendency of rapid progress on CFRD and ACRD in the world.

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As a kind of dam using mainly natural materials, earth and rockfill dam usually possess of great economic advantages in dam type comparison. It also has advantages in adapting unfavorable topographic and geological conditions. Safety of rockfill dams is proved by the successful construction and operation of high rockfill dams in the world. But it is also noticed that due to the non-deterministic properties of the construction materials, especially under the condition of high stress level for high dams, safety risks of high rockfill dams may increase if only the empiric approaches are applied. Thus, innovative designs and construction methods are emphasized in Question 98 for this sub-theme.

Normally, selection of dam type in the stage of feasibility study will consider the criteria of technical feasibility, environmental impacts and economic comparison. Radmilo Glisic (R10) presented a case for a project in Peru, where three options of rockfill dams (ECRD, CFRD and ACRD) and two options of concrete dams (arch dam and RCC dam) are compared. The option of rockfill dam demonstrated significant advantages in cost saving. It is noticed that if a value of 100 is assigned to the most expansive option, RCC dam, the cost of CFRD (with the use of compacted gravel as construction material) is almost half of the cost of RCC option. Besides, by using natural alluvial, the impacts on environment are minimized. Vlad Alicescu (R29) also presented a case on hydropower project in Canada, La Romaine complex in northern Quebec, where all the structures are rockfill dams. Among the complex, La Romaine 2 has 6 asphalt concrete core rockfill dams. It is the largest HEP in the world to have this kind of dam type. 2.1. EARTH CORE ROCKFILL DAM (ECRD)

Earth core rockfill dam is a well-developed rockfill dam type. At present time, the dam height of ECRD dam is in the leading position when compared to other types of rockfill dam. Technologies for building high ECRD focus mainly on material selection, filter design, deformation control and cracks prevention.

Construction materials of ECRD dam include impervious material, filter/transition material, and rockfill material. Proper application of the construction material according to its engineering properties is one of the key issues in rockfill dam design. For ECRD, the most important aspect is the selection and the processing of impervious materials for earth core. Sophie Messerklinger (R12) discussed the different materials that can be used as core material for ECRD. She highlight that not one optimum soil type is used in core zone of ECRD; every dam has its particular local “optimum” core material which is specified based on thorough investigations at dam site and at potential borrow areas. Normally, there are broad ranges of soils that can be used as core materials for ECRD. For high ECRD, earth core will be subject to high stresses. Ordinary clay material cannot meet these strength and compressibility requirements of high dam. Therefore, for most ECRD with the height above 200m, gravelly soils are often used for core

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material. Gravelly soil is a mixture of fine grains and coarse grains (size larger than 5mm). Generally, if the soil has more than 20% of coarse grains content, it could be classified as gravelly soil. These materials include various soils with gravels, clay gravel and weathered rocks.

The composition of natural formed gravelly soil is very non-homogeneous and has a broad range in gradation distribution. When it is used as core material, its gradation and water content often need to be adjusted as required by the design. If the core material has too many coarse grains and relatively low fine grains, the material could be simply processed by removing the oversized grains. The size limit of “oversized grains” could be determined according to the gradation of the particular material. More common situation is that the borrow soil is mainly composed by fine grains. The material usually cannot fit the stability and deformation requirement for high dam. In this case, gravels or crushed rock should be added to increase the content of coarse grains. Mixing of the materials could be conducted by horizontal stockpile and vertical excavation, as mentioned in R12.

The permeability of gravelly soil for core material of high rockfill dams depends on its gradation. For high ECRD, the general requirement is: grains with size larger than 5mm should not exceed 50% (more than 50% of the grains is on passing 5mm sieve), the content of grains size smaller than 0.075mm must exceed 15% (more than 15% of the grains is on passing 0.075mm sieve). But in practices, due to the broad range gradation of natural gravelly soil, the above principles could be adjusted according to the real situations.

In the operation of ECRD, the process of seepage failure in soil starts always from seepage exit, gradually develop toward the inside, and finally lead to local failure or whole structure failure. Using filter layer to control seepage exit is an effective seepage control measure in ECRD design. It could be a drainage zone and can also prevent fine grains to flow out. Therefore, the key technology in filter design is to control the permeability of the layer for rapid drainage and to determine the gradation of filter materials according to the fine grains of earth core that have to be protected.

Dam shell of ECRD is often constructed with rockfill or gravel material. Its strength properties are related with slope stability of the dam and its stress-strain properties are related with dam deformation. From the experience of modern rockfill dam construction, deformation control is the most important issue to be considered. Low deformation of earth core and dam shell could be achieved by improving compaction of the material of each zone. For ECRD, the design of dam shell material and its compaction are more emphasized on coordination of shell and core modulus to avoid great difference on compressibility of the material in different zones.

In the design and construction of high ECRD, one of the main concerns is to avoid cracks often caused by differential displacement in earth core during

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operation, particularly during the first impoundment. For high dams, crack caused by hydraulic fracturing is also one of the most important issues to be considered. Up to now, the mechanism and the criteria for hydraulic fracture are still questionable and there is no consensus among engineers and researchers.

The mechanism of hydraulic fracturing is the crack development due to the reduction of effective stress to its tensile strength by the action of water load. The failure by hydraulic fracturing is the extension of cracks through the whole core due by water pressure acting on the initial cracks. From the traditional point of view, when the increase of pore pressure leads to tensile effective stress of the soil, hydraulic fracturing will occur. But, it should be noticed that if many reasons could lead to the tensile effective stress, only the reduction of effective stress caused by external water load might produce cracks by hydraulic fracturing.

Numerical analysis shows that the direction of principal stresses on upstream face of earth core is deflected by the “arching effect” due to dam shell. Upon reservoir impoundment, with the upstream water load, the direction of principal stresses will be further deflected. The direction of major principal stress turns parallel with the direction of water pressure. In this case, when the effective minor stress of the earth core is reduced to the tensile strength of the soil by the action of water pressure, horizontal cracks will be produced. This could be the cause of hydraulic fracturing. The same procedure can also be occurred at the interface between earth core and abutments.

When the initial cracks of hydraulic fracturing are produced on the face of earth core, the further development of these cracks will depend on various factors, which include hydraulic gradient, stresses status, permeability of soil, etc. The final failure mode of hydraulic fracturing is soil erosion by seepage.

To protect earth core from damage of hydraulic fracturing, the design of filter zone should be based on that possibility. 2.2. CONCRETE FACE ROCKFILL DAM (CFRD)

Construction of concrete face rockfill dam (CFRD) has more than 100 years of experience since 19th century. It is well recognized that the successful construction of the 110 m high Cethana CFRD in Australia in 1971 has established the basis of building modern CFRD. With the construction of Foz do Ariea CFRD (160m) in Brazil, Salvajina CFRD (148m) in Columbia and other CFRD projects constructed from 1970s to 1980s, modern technologies of CFRD construction were gradually developed. The main technical features of the technologies are: layered rockfill compaction by vibratory roller, semi-permeable graded cushion layer (zone 2A), thin plinth, long concrete face slab constructed by slipform and separated by vertical joint, multiple layers waterstop joint structure, multi-function waterstop materials, etc. With its advantages in safety, economy

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and adaptability, CFRD has become a very competitive dam type in dam engineering.

The symposium on concrete face rockfill dam in Detroit (1985) and the Special Memorial Issue on Concrete Face Rockfill Dam of the Journal of Geotechnical Engineering (ASCE, 1987), have played a very important role in promoting the development of technologies of modern CFRD. The two summarizing papers by J. B. Cooke and J. L. Sherard in 1987 have provided important instructions for the design, construction and operation of CFRD for a long time. Since that, several international symposiums on CFRD (3 in China and 2 in Brazil) have also positive impacts on the development of this dam type. Until 2000, many CFRD projects were constructed in different countries. Engineering practices and experiences of those projects were collected in the proceedings of the symposium of the 20th ICOLD Congress in Beijing and the “J. Barry Cooke Volume, Beijing 2000”. In 2006, several cases of concrete face slab rupture of high CFRD were reported in the 22nd Congress of ICOLD in Spain. They have profound influence on the following high CFRD projects. In the progress of high CFRD, the construction of Aguamilpa CFRD (187 m, Mexico) and TSQ-1 CFRD (178 m, China) in 1990s has a great significance for the development of CFRD dam height toward 200 m or higher. In 21st century, the construction of Gushui CFRD (242 m, China) and Cihaxia CFRD (257.5 m, China) will further promote the development of CFRD to the height of 300 m.

Marulanda (R18) presented a comprehensive review of the development of CFRD from past to recent practices. With the analysis of recent incidents of high CFRD projects, he highlighted the necessity of improving current design approaches to beyond empirical method, including the development of analytical methodologies to analyze the behavior of these dams.

The design of CFRD mainly includes material selection, section zoning, face slab structure and waterstop joint, etc. In recent years, with the construction of high CFRD, the design criteria and methodology are further developed.

The main construction materials of CFRD are rockfill excavated by blasting or nature gravel materials. The basic requirements for the material are low compressibility, high shear strength and free drainage. As a dam constructed with natural material, the material selection for construction of CFRD has relatively wide range and various possibility. For dams with low and medium height, soft rockfill material could be used. This material is often used as downstream rockfill and normally put in dry zone (above tail water level). The scope and position of soft rockfill zone could be determined by numerical analysis, with the general principles of no large differential deformation of rockfill and no large stresses on face slab. For high dams, high modulus rockfill is recommended as construction material. Rockfill compaction should also be strictly controlled to reduce dam deformation during construction and operation. Marulanda (R18) has summarized some recent practices of high CFRD projects in South America and emphasized

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the importance of the gradation of rockfill material and the application of heavier vibratory roller. The compacted sandy gravel material has a higher deformation modulus than rockfill material. It is a good material for construction of CFRD. But due to its relatively low permeability, drainage measures should be implemented in the design.

For slope design of CFRD, as the internal friction angle of compacted rockfill is much larger than its angle of repose, the slope defined by this angle (38) for damped rockfill (1:1.3) will have enough safety margins. At present time, most of CFRD have a slope of 1:1.31:1.4. For CFRD constructed with sandy gravel material, as the material has relatively low strength at low stress level, the widely accepted slope is 1:1.51:1.6. Normally, except for the cases with soft rockfill, weak foundation and high seismicity, it is not necessary to conduct stability analysis for CFRD.

Frossard (R41) and Nieto-Gamboa have studied the scale effect of rockfill material. This effect has impacts on shear strength and strain characteristics of rockfill and should be considered in the analysis for high rockfill dams. Also, for high rockfill dam, breakage of particles and variation of rockfill gradation under high stress level will produce creep deformation, which will have significant impact on post construction deformation.

For the cushion zone (zone 2A), previous design mainly emphasize on its function of deformation transition and smooth support for concrete face slab. The grain size of zone 2A was relatively coarse and uniform. Thus, its permeability is relatively large. Cethana CFRD is the first CFRD project using graded 2A zone. It is an innovative idea for the design of zone 2A. In 1980s, J. L. Sherard presented the concept of graded semi-permeable 2A zone and suggested a gradation curve for the material of zone 2A. It is required that the permeability of zone 2A should be 10-3 cm/s10-4 cm/s and this zone should have act as the second line of seepage control after the concrete face slab. In recent years, with the construction of high CFRD, the further requirement for gradation of zone 2A is to provide filter protection for the fine grains of the possible upstream dumped soils to block the seepage passage in case of face slab damage. At the same time, it also emphasized that the transition zone (zone 3A) should provide protection to the particles of zone 2A.

The zoning of CFRD mainly includes cushion zone (2A), transition zone (3A), upstream rockfil zone (3B) and downstream rockfill zone (3C). From upstream to downstream, the modulus of these different zones gradually decreases and the permeability gradually increases. For dams with low and medium height, soft rockfill can be used in downstream area or the compaction standard of the downstream rockfill can be properly reduced. For high dam, it has been noticed that the deformation of downstream rockfill will have important impacts on the stresses and deformations of face slab. Thus, zone 3C should be limited in the downstream side of dam axis. The difference of modulus between zone 3B and 3C should also be controlled.

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Modern CFRD has a continuous long face slab constructed by slip form. The normally accepted width of face slab is 1218 m. In the abutment area, narrow (half-width) slabs are often used. Nowadays, with the development of trackless slip form, the application of equal width slabs becomes more and more popular and includes some high CFRD constructed in narrow river valley, such as Golillas (125 m, Columbia)，Alto Anchicaya (140 m, Columbia) and Hongjiadu (179.5 m, China). For the thickness of concrete face slab, the widely accepted formula is T=0.3+H (m), where is a coefficient (0.0020.003) and H the water head. For some recent high CFRD projects, the minimum thickness of face slabs in riverbed sections is increased to 0.4 m to avoid the possibility of face slab rupture after reservoir impoundment, such as at Bakun (203.5 m, Malaysia), Karahnjukar (198 m, Iceland) and Sanbanxi (185 m, China). Along the direction of dam axis, permanent vertical joints are set between the face slabs. The vertical joints in abutment area are tensile joints and the vertical joints in the riverbed area are compression joints. Normally, the compression vertical joints in riverbed sections have no filling material inside. In recent years, several high CFRD with height of 200 m have suffered face slab rupture after reservoir impoundment. Therefore, it is suggested to select several vertical joints to put compressible filling material to reduce the compression stress of the concrete face slabs. For face slabs constructed in stages, the interface of face slabs in different stages is normally treated as a construction joint, i. e. reinforcement across the joint and no waterstop structures and materials applied for the joints. With the increasing of dam height, face slabs will be subjected to relatively high stresses in the direction of dam slope after reservoir impoundment. To reduce the high stresses in concrete face slabs, some projects arranged soft horizontal joints in face slabs, such as at Karahnjuka and Shuibuya (233m, China), with compressible material filled and waterstop structure. But the effects of those treatments have not yet clearly been proved.

The most important feature of modern CFRD construction is the compaction by layers of the rockfill. Compaction parameters include thickness of the layer, number of passes, vibratory roller and amount of water added are normally optimized by field test embankment. Lightweight vibratory roller has less effect for improving rockfill density even by increasing number of passes. Therefore, for high dams, heavy compaction roller (for example, 25 t self-propelled vibratory roller, 20 t towed vibratory roller or impact roller) is recommended. Water added during compaction could penetrate the edges of rockfill particles and help breakdown. It is benefit for increasing the compaction density of rockfill and speeding up completion of rockfill deformation; so the adverse post-construction deformation is reduced and the operation performance improved. Some of these principles were applied for the practices of the construction of La Yesca in Mexico, Porce III, Quimbo and Sogamoso in Colombia, which were presented in R18.

Concrete face slab of high dam is often constructed in several stages. To avoid the separation between face slab and rockfill, elevation of filled upstream rockfill should be higher than the top of the staged constructed face slab (suggested height difference is 1020m). In the practices of high CFRD

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construction in China, it is suggested to allow a certain period for settlement (3-6 months) for the upstream rockfill before the construction of concrete face slab. The purpose of this measure is to improve stress status of face slabs. For the control of cracks on face slabs produced by temperature difference and concrete shrinkage, besides the application of the conventional additives such as water-reducing agent, air-entraining agent, shrinkage-reducing agent, most of the recent CFRD projects in China have also applied the measures of mixing polypropylene fiber, polyacrylonitrile fiber, adding fly ash and MgO in concrete to improve the properties of crack resistance of face slab concrete.

Waterstop joint is one of the most important components of the seepage control system of CFRD and it is also the weak part of the whole seepage control system. In the construction of Cethana CFRD, a structure of two layers was applied, with a bottom layer copper waterstop and a middle layer rubber waterstop. As the rubber waterstop of Alto Anchicaya CFRD was torn during operation, Foz do Areia CFRD (Brazil) applied the three layers waterstop structure, i.e. a bottom layer copper waterstop, a middle layer PVC waterstop and a top layer mastic waterstop. The waterstop structure applied in Foz do Areia was very successful and it has also established the basis of the waterstop structure for modern CFRD. After the application of the three-layers waterstop structure at Foz do Areia, further observations from dam operation and laboratory test have found that the mastic material cannot flow into the joint as expected. Thus, the cohesionless filling material was firstly used as the self-healing waterstop material of the top layer waterstop in Aguamilpa CFRD. This structure was also applied at TSQ-1 CFRD in China. Due to construction quality of the middle layer waterstop cannot be guaranteed, most of the recent CFRD projects have abolished the middle layer waterstop. For recent high CFRD project, new methodology for the design of waterstop is based on the idea of abolishing middle layer waterstop and strengthening the top layer waterstop (surface waterstop). The design of surface waterstop mainly emphasizes on the principle of independence and multiple layers waterstop. Typical designs are GB waterstop structure and these reported in R18.

CFRD has good adaptability for different topographic and geological conditions, such as: narrow river valley, high steep abutment, deep alluvium foundation, etc. The previously constructed Golillas, Alto Anchicaya and the recently constructed Hongjiadu, Campos Novos and Mazar are typical CFRD constructed in narrow valley, with the valley shape factor (A/H2) less than 3.5. For high CFRD constructed in narrow valley, the main problems are: deformation control of rockfill (especially the post-construction deformation and the differential deformation near abutments), high abutment slope treatment and plinth foundation excavation. Frossard and Nieto (R40) presented the case of Mazar CFRD (185 m) in Ecuador, located in a deeply incised narrow valley with vertical right abutment. Due to the unfavorable site condition, there are risks of concentrated shear movement in the rockfill near abutment and development of compression strains of rockfill in riverbed section. Applied measures include smoothing the rock slope by excavations, to 2h /3v for the first 50m under the

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concrete face and accepting GB waterstop structure with multiple watertight elements.

For dam site with adverse topographic conditions, difficulties could be encountered in the plinth alignment. Building high retaining wall may help to solve that problem. For such a design, the important factor is to keep the stability of the retaining wall. In the construction of Machadinho CFRD (125 m) in Brazil, several retaining walls were implemented in plinth alignment. The highest wall has 20 m. With anchor rod and drainage system, the stability of the walls is guaranteed. At Yacambu CFRD in Venezuela (160.5 m), a concrete retaining wall with a height of 55 m has been constructed at the upstream toe to avoid crossing an active fault. At Xiliushui CFRD (146.5 m) in China, a 39.8 m high retaining wall has been built on its upstream side. Two retaining walls at the left and right banks have been built at Gongboxia CFRD (139 m) in China. The maximum height of the wall is 50 m. Bakun CFRD in Malaysia has also used the retaining wall to deal with local topographic condition. At Karahnjukar CFRD in Iceland, a 50 m high retaining wall was constructed in the deep valley section and the face slab is connected on the top of this retaining wall.

From the experiences and lessons learnt from previous projects, it is realized that the deformation control of rockfill is the most important issue in the design and construction of high CFRD. Stresses of face slabs and movements of joints are all related with rockfill deformation. Therefore, the principles of integrated deformation control and deformation coordination is proposed in the design and construction of high rockfill dam. The main focus of the concept includes two parts, i. e. to reduce the total quantities of rockfill deformation and to coordinate differential deformation of different parts. The principles could be summarized as follows:

(1) Rockfill deformation is directly related to rock properties, rockfill gradation, compaction density, dam height, valley shape, etc. Those factors should be integrated and considered in deformation control of rockfill of CFRD.

(2) Rockfill material with low compressibility and good gradation should be selected for high dams. Compaction density should be strictly controlled to reduce the overall deformation quantities of rockfill.

(3) Zoning of material should be properly arranged with the target to coordinate deformations of different parts of the dam.

(4) Construction stages of rockfill and face slab should be well arranged to provide sufficient time for the deformation stabilization of upstream rockfill.

2.3. ASPHALT CONCRETE CORE (FACE) ROCKFILL DAM (ACRD, AFRD)

Asphalt concrete core (or face) rockfill dam has the advantages of watertight capacity, deformation adaptability, earthquake resistance and structure safety. It is

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one of the main rockfill dam types. With the progress of construction technologies, more and more high ACRD or AFRD were built all over the world.

The earliest rockfill project with asphalt concrete face is Diga di Codelago dam built in 1893 in Italy, with a height of 18 m. In 1934, El Ghrib dam, asphalt concrete faced fill dam with a height of 58 m in Algeria, was thoroughly checked after 18 years of operation. Reliability and durability of asphalt concrete face was proved. The results of the checked behavior promoted the rapid development of following AFRD and ACRD.

The application of asphalt concrete as impervious core for rockfill dam is late than the use of asphalt concrete as the impervious face for rockfill dam. By careful observation of the performance of the early built ACRD and the relevant laboratory tests, it is found that the difference of shear strain between asphalt concrete core and conventional earth core is quite small. Therefore, asphalt concrete core of high ACRD cannot produce larger lateral pressure on dam body than that of earth core of ECRD. High ACRD has the same features when compared with high ECRD. It is point out in ICOLD Bulletin 42 (Bituminous Core for Fill Dam) that ACRD is a suitable dam type for future’s high dam construction.

ACRD has a history of more than half-century development. The first ACRD

was constructed in 1948 with dam height of 45 m (Vale de Caio, Portugal). The first ACRD constructed by mechanical compaction was built in 1962 with dam height of 35 m (Kleine Dhuenn, Germany). Until 2010, there are 129 ACRD built in the world. Typical project include Storglomvatn ACRD in Norway (dam height of 128 m), Finstertal ACRD in Austra (dam height of 150 m) and Yele ACRD in China (dam height of 126 m, with alluvium foundation of more than 420 m in depth). The highest ACRD under construction is Quxue ACRD in China, with a dam height of 170 m.

For AFRD, two kinds of section design are normally applied for the structures of asphalt concrete face, which include simple section and complex section. For simple section, the arrangement of different layers, from inside to outside, are cushion layer (60-100 cm), cemented regulation layer (6-10 cm), impervious layer (5-7 cm) and closing layer (2 mm). For complex section, the impervious layer is separated into two layers. Between the upper and lower impervious layer, a drainage layer is arranged. Complex section is usually applied in the important area, such as the bottom of reservoir, the top of gallery, and the connection part with dam face.

Structure designs of ACRD include inclined core or vertical core. By comparison of performance observation and numerical analysis of the two designs, there are no significant difference in stresses and deformations of asphalt concrete core. By considering the simple structure form and the convenience in construction, vertical core is well accepted. Thickness of asphalt concrete core varies from 0.5 to 1.2m, normally decreasing from the bottom to the top of dam.

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There are two kinds of method of asphalt concrete core construction, i.e. pouring method and compaction method. From the engineering practice in the world, most of the asphalt concrete core of high ACRD is constructed by compaction method. But it doesn’t means that pouring method is not suitable for high dam construction. On the contrary, pouring method has prominent advantages in the severe climate conditions. Аlexandr Volynchikov (R25) presented significant cases of ACRD projects constructed under these conditions with the lowest temperature of -38C.

There are four (4) papers focusing on recent cases of ACRD construction. Oleksandr Vaynberg and Iurii Landau (R13) proposed a new design of asphalt concrete core, which has a composite asphalt concrete core consisting of prefabricated reinforced concrete slabs at upstream and downstream side and cast asphalt concrete between the slabs. External faces of the slabs are covered by impermeable geomembranes. Another kind of composite asphalt concrete core uses metal sheet as upstream and downstream formwork for the core. The outer surface of metal sheet is covered with impervious film. Those innovative designs could improve operational conditions and stress-strain state of asphalt-concrete core, avoiding bitumen from extruding out into transition layers in case of high stresses in the core, and enhancing watertight reliability by forming additional impervious elements. The use of geotextiles on the surfaces of asphalt concrete core reduces its frictions with surrounding rockfill, which has positive effect on stress-strain state of the core, as far as it prevents asphalt concrete core from hanging on supporting dam shells. The new design of composite asphalt concrete core using precast concrete slabs was proposed for a high ACRD project with dam height of 230 m. Dam site is located in permafrost zone with severe climate condition (with average annual temperature of -10.5C) and high seismicity. Numerical analysis was conducted to analysis thermal conditions and stress-strain state of the dam, by considering sequence of dam construction and reservoir impounding during construction, as well as operation with constant reservoir water. The calculations showed a favorable stress-strain state of the asphalt concrete core without any stretching strain, and the overall strength and stability of the dam.

With technical progresses in design and construction, ACRD has been accepted by more and more projects. Vlad Alicescu, et al, (R29) introduced the Hydroelectric Complex of La Romaine, situated on the North shore of the St Lawrence River, in Quebec, Canada. The project consists of 4 generating stations with total installed capacity of 1550 MW. After comparison of different dam types, ACRD was selected for Romaine 1 and Romaine 2 facilities. Asphalt concrete mix was in accordance with the following requirements: void content on laboratory made Marshall specimens < 2.0%, permeability factor ≤ 10-11cm/s, Marshall stability > 2500N. Asphalt concrete was placed and compacted in up to three layers per day with a thickness of 22.5 cm. In situ void content is less than 3 %.

Romaine-2 dam is an asphalt concrete core rockfill dam with height of 112

m directly on the axis and 130 m measured just upstream of the axis. Marc Smith

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(R31) proposed a method using measured rockfill deformations to estimate constant modulus E. It is assumed that constant 1/K0 stress paths prevail at the locations for rockfill moduli Erc calculations. The calculated Erc values are thus assumed to correspond to oedometric moduli M. This approach allows the estimation of more representative stress-strain relationships since Erc values implicitly include the effects that cannot be reproduced in standard laboratory tests. According to finite element analysis, a good correspondence exists between the measured and the calculated settlements at the end of the 2012 and 2013 construction seasons. The discrepancies were mainly due to the variability of rockfill properties not taken into account and also due to the stress paths near dam slope, which is, not conform to the assumptions related to determination of oedometric moduli. The proposed approach allows a sufficiently accurate representation of the main settlement patterns to assess the Romaine-2 dam behavior during construction.

P. Sembenelli (R34) presents design, construction and technical specifications of Zarema May Day dam, an ACRD with a height of 152 m, which is under construction in northern Tigray region of Ethiopia. Asphalt concrete core is constructed by roller compaction, up to the height of 137m, and is located at the upstream side of dam center. From the top of asphalt concrete core to dam crest, the dam is waterproofed by geosynthetics facing (polyvinylchloride membrane and polypropylene nonwoven geotextile).

In China, nearly seventy ACRD have been built in the past forty years. China has built more ACRD than the whole world. Among those dams, asphalt concrete core constructed by roller compaction account for 51% of the total numbers of ACRD. The highest ACRD with roller compacted asphalt concrete core is 170 m high Quxue dam. The highest ACRD with cast asphalt concrete core is the 63 m high Xiaoxiboti dam. Some ACRD dams were built on deep alluvium foundations. The typical project is Yele ACRD, which has alluvium foundation with a depth more than 420 m. As for the asphalt face rockfill dam (AFRD), five pumped storage reservoirs with asphalt concrete linings have been built in China. The most recent project is the upper reservoir of Hohohot Pumped Storage Station, where the extreme lowest temperature is -41.8C, and special developed SBS-modified bitumen has been used in asphalt concrete impervious layer due to the low temperature condition. 2.4. ROCKFILL DAMS WITH GEOMEMBRANE AS IMPERVIOUS ELEMENT

Geomembrane is a kind of composite material with very good waterproof properties. Its permeability is much lower than traditional water barrier. With the progress of material industry, geomembrane has been more and more used in dam engineering. The application of geomembrane in fill dams has started in 1959, in new construction and covered position. With more than half-century

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development, design and construction of geomembrane system have evolved and been widely applied in new construction and in dam rehabilitation.

Alberto M. Scuero et al (R14) presented state-of-the-art of geomembrane barriers in new rockfill dams and described the various configurations that can be adopted: upstream exposed geomembrane, upstream covered geomembrane, or central geomembrane. The major assets of geomembranes in rockfill dams are their outstanding elongation properties, which allow resisting settlements, differential movements, seismic events that would destroy traditional water barriers.

For upstream exposed geomembrane system, several projects have been completed or are under construction, such as Nam Ou VI dam, 88m high GFRD in Laos. The watertight flexible synthetic liner is installed at the upstream face of the dam, to construct what is known as Geomembrane Face Rockfill Dam (GFRD). The concept is to provide a very deformable system that can accept large settlements and differential movements between the deformable dam body and the concrete appurtenances. The geocomposite must have a face anchorage to the dam body against uplift by wind and waves, and capable of accommodating large deformations.

For upstream covered geomembrane system, the waterproofing geocomposite is anchored against uplift by the cover layer, which also provides to the geocomposite a permanent shield from environmental aggression.

Geomembranes system can also be installed as impervious cores inside fill dam. The impervious core consists of a flexible 3.5 mm thick PVC geomembrane “sandwiched” between two anti-puncture geotextiles that protect it against damage when placing of the granular layers. Two filter layers are placed at the upstream and downstream side of the geomembrane. The geomembrane installed from the bottom cut-off up to the crest, in a zigzag pattern.

Synthetic prefabricated geomembrane can also be used as a repair measure to restore imperviousness of cracked face slabs or failed joints. Francisco Cristobal et al (R35) provided a case of repairing face slabs failure of Turimiquire CFRD in Venezuela by using geomembrane system. Due to the elongation properties of geomembrane system, it can resist differential movements that would cause cracking of concrete slabs and/or failure of embedded waterstops. Thus, synthetic geomembranes are increasingly used to repair very high CFRDs. If adequately formulated and of adequate thickness (> 2.5 mm), they can resist UV exposure ensuring durability and long-term performance. In particular, the use of polyvinylchloride (PVC) geomembranes, having more than 230% elongation in 3 dimensions, allows obtaining effective long-term repair even in presence of large movements. In repairing of Turimiquire CFRD, geogrid was installed over the two zones to be lined. This material has tensile characteristics that allow it to resist high loads, so it could provide a very

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strong support to the geocomposite over cavities, preventing it from collapsing inside them under the high water load. 2.5. SEISMIC ASPECT OF ROCKFILL DAMS

Rockfill dam constructed with modern technologies has high capability of earthquake resistance, especially for CFRD and ACRD. The most recent typical project is Zipingpu CFRD in China (dam height 156 m) that experienced strong earthquake (8.0 Richter scale) in 2008. Usually, only earthquakes with a magnitude exceeding about 5.5 are able to cause damages to well-designed and constructed rockfill dams. Martin Wieland and R. Peter Brenner (R16) discussed the performance of rockfill dams and their response to multiple seismic hazards. In general, seismic hazards can vary to a great extent with the conditions of specific dam site, which include topographical and geological settings, foundation conditions, presence of active faults in the region, distance of the dam site to such active seismic zones, materials used for the construction of the dam, and the quality of construction. Most of dam failures by earthquake action are often the result of inadequate design and poor construction methods. Therefore, it is very important to ensure that the design criteria and the construction of an embankment dam are properly established to reduce the probability of failure.

ICOLD Bulletin 148 has described general performance criteria for safety of dam and relevant components and equipment, which include performance of dam body during Operating Based Earthquake (OBE) and Safety Evaluation Earthquake (SEE).

Conceptual and constructional criteria recommended by ICOLD for seismic-resistant fill dams are:

Foundations must be excavated to very dense materials or rock;

alternatively the loose foundation materials must be densified, or removed and replaced with highly compacted materials, to guard against liquefaction or strength loss;

Fill materials, which tend to build up significant pore water pressures during strong shaking, must not be used;

All zones of the embankment must be thoroughly compacted to prevent excessive settlements during an earthquake;

All embankment dams, and especially homogeneous dams, must have high capacity internal drainage zones to intercept seepage from any transverse cracking caused by earthquakes, and to assure that embankment zones designed to be unsaturated remain so after any event that may have led to cracking;

Filters must be provided on fractured foundation rock to preclude piping of embankment material into the foundation;

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Wide filter and drain zones must be used; The upstream and/or downstream transition zones should be ‘self-healing’,

and of such gradation as to also heal cracking within the core; Sufficient freeboard should be provided in order to cover the settlement

likely to occur during the earthquake and possible water waves in the reservoir due to mass movements etc.

Since cracking of the crest is possible, the crest width should be wider than normal to produce longer seepage paths through any transverse cracks that may develop during earthquakes;

In the analysis of stability of rockfill dam, seismic coefficient method is a

simple and practical seismic performance evaluation method. Hiroyuki Sato et al (R2) presented the results of stability analysis based on the modified seismic coefficient method for the rockfill dams in Japan. The proposed revised seismic force coefficients have relationships with dam height to consider the nonlinear behavior of higher rockfill dams during earthquakes, while the seismic force coefficients in the “Draft of Guidelines for Seismic Design of Embankment Dams” in Japan have nothing to do with the dam height. It is found that, for low dam, the proposed revised seismic force coefficient is similar to that of the Draft of Guidelines, for high dam, the proposed revised seismic force coefficient tends to be smaller than that of the Draft of Guidelines. Therefore, the minimum safety factors of 12 high dams using the revised seismic force coefficients are relatively larger than those according to the Draft of Guidelines.

It should be noticed that, for important high rockfill dams, safety evaluation of the dam upon earthquake actions should be conducted by dynamic analysis methods.

3. INTERNAL EROSION

Internal erosion is one of the major causes of incidents and failures of fill embankment. It is driven by water seepage through the fill structures or foundations. When there is a water head between upstream and downstream side, there is seepage in the fill structure. When the seepage gradient (J) is larger than the critical gradient of the soil (Jc), seepage failure by different kinds erosion will occur.

Generally, soil erosion always starts from seepage exit. If the erosion is not controlled at the exit, it will further develop through the soil and finally lead to the collapse of the structure. Filter layer can effectively prevent the erosion of fine grains at seepage exit, and it has also the function of drainage. Therefore, the use of filter layer to protect seepage exit is an effective measure for avoiding internal erosion.

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For non-cohesive soil, if the soil is homogeneous with a uniformity coefficient less than 58, the design of filter layer follows Terzaghi’s principle. If the soil is non-homogeneous with a uniformity coefficient larger than 58, the design of filter will follow the principle of no erosion of fine grains less than 5 mm for the protected soil. The coefficient between layers is calculated based on the character grain size of the fine grains of the protected soil. It can also be determined by Terzaghi’s principle. But the results should be checked by laboratory test. For cohesive soil, the first layer filter is determined by the content of grains less than 0.075mm. For gravelly soil with broad gradation, there are no standard methods for filter layer design. It should be studied case by case.

Gravelly soils are usually composed by several gradations. Although it contains some clay size grains, as for the full material, it still belongs to non-plastic or low-plastic soil. Therefore, the design of filter will also follow the principle of protecting the fine grains of the protected soil.

There are many factors affecting the seepage deformation properties of gravelly soils. Besides gradation, density, stresses status, the protection of seepage exit will also play an important role on properties of internal erosion of gravelly soils. The mixture of sand, gravel and fine soil with good gradation will have good ability for erosion resistance. If the content of grains with size larger than 5mm is less than 50%, the fine grains content (size less than 0.075mm) is less than 15%, and the soil is well compacted, the failure mode of the gravelly soil will be whole mass flow out. It will have relatively high critical hydraulic gradient. Due to the variability of the gradation of gravelly soils, the filter design cannot fully rely on calculation. It must be checked by laboratory tests.

When cracks have been developed through earth core, the hydraulic gradient at seepage exit will be increased. It is suggested that the design of the filter for high ECRD should consider the possibility of cracks existence.

There are nine (9) papers on internal erosion in embankment dams. Alfredo Granados et al (R3) present the experience of foundation treatment of ECRD by concrete lining of core-foundation interface. It also described the foundation characteristics, the design features and the performance assessment of the lining during impoundment. For the foundation of ECRD, the risk of contact erosion at the core-foundation interface will increase if the principal joint system of bedrock is orthogonal to the dam axis. In such case, seepage flow along rock joints could lead to a major internal erosion process. Placing concrete lining, which works as a barrier to separate earth core from bedrocks and joints, could prevent this process. A good quality control of the rock foundation is essential.

Hans Ronnqvist et al (R5) describe the unified plot approach for assessing possibility of internal erosion of existing dams. Also, a case study of Grundsjön dam in Sweden is reported with an evaluation of its sinkhole event in 1990 by using the unified plot approach. The proposed unified plot approach is based on investigation of 80 embankment dams. It combines two characteristics of a filter

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gradation, i.e. potential for internal instability and capacity for soil retention. Comparison to the performance of 80 existing embankment dams that includes 23 dams, which were reported to have experienced some form of internal erosion, these characteristics of the filter have been found to correlate with deficiencies related to internal erosion. Thus, in engineering practice, the method may serve as a screening tool for internal erosion susceptibility.

Ricardo Correia Dos Santos et al (R8) described two kinds of laboratory tests to investigate phenomena related with internal erosion of soils for zoned embankment dams. The first test is a Flow Limitation Erosion Test (FLET), which focus on studying the isolated influence of the flow restriction action due to the presence of materials located upstream of the core. The second test is a Crack Filling Erosion Test (CFET), which focus on evaluation of crack-filling ability by particles eroded from granular materials located upstream of the core. The results of a series of tests showed that: the flow limiting action is governed by the gradation, the plasticity and the compaction characteristics of the upstream soil. Crack filling by granular soils is mainly governed by the compatibility between the washed materials from upstream soil with the downstream filter. In general, with higher sand content and lower fines content for the upstream soil, combined with smaller effective grain diameter D15F of the filter, the possibility that the crack-filling action will occur becomes higher.

In the analysis of probability of failure by internal erosion, Des Hartford and P-Y Hicher (R20) question the appropriateness of “annualized” probability of failure. Instead, they present a time-dependent “change of state” approach to estimate the probability of failure based on change in density over time as particles are removed. From microstructure level, a theoretically based model was proposed to predict mechanical behavior of granular materials undergoing the type of change of physical state that occurs during suffusion type internal erosion in dams.

In the filter design of embankment dams, K. R. Leggee et al (R22) proposed a composite filter system with non-woven type geotextile used in conjunction with granular filter. As the different functions of geotextile and granular filter, the combination of two materials could utilize the advantages of geotextile to enhance the long-term reliance of granular filter, in which the geotextile serves to increase the rate of self-healing at concentrated leaks while simultaneously maintaining the granular component of the filter in a clean condition.

For rehabilitation of existing dams with risk of internal erosion, Ake Nilsson et al (R28) presented a safety upgrade case of an earth fill dam in Sweden, with impervious element composed of timber sheet piles. Observations of recent operation of the dam show a significant ongoing deterioration of the sealing function of the timber sheet piling. It is judged that high pore pressure in the dam shell will cause internal erosion starting at thin coarse transition layer between the glacial till and the rock fill along the downstream toe. A berm of coarse rockfill against the downstream slope of the dam was built as a remedial measure. It will

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provide necessary time for self-healing of the dam. Further action is to construct a vertical drain, filled with filter material, to reduce pore pressure.

Jean-Jacques Fry, et al, (R32) presented some output of the national research program on mitigation of the risk of internal erosion in France, which include studies on the mechanism of internal erosion via laboratory tests, method for detecting possible internal erosion on site and engineering measures for mitigating the risk of internal erosion. In general, due to the differences of site conditions, selection of engineering measures should be based on comprehensive analysis of each project.

Jean-Jacques Fry, et al, (R39) presented the large-scale model test on contact erosion between gravelly foundation and silty core, to check where the failure could not occur. For the remediation measures, two recent innovations based on non-intrusive treatments were presented. The first type of treatment consists in mixing soil in place with a binder to form continuous walls, to reinforce the geotechnical resistance and to act as a hydraulic cut-off wall of the embankment. The second type of treatment is an emerging technology for the consolidation of a large range of soils, called Bio-grouting.

As internal erosion in embankment structures is not visible and difficult to be detected before the failure happened, the method of early diagnosis the possible internal erosion is significant in safety assessment of embankment dams. Yves-Laurent Beck, et al (R11) described principles of using optic fiber to monitor hydraulic and mechanical behaviors of embankments, and presented the results of this technology from real monitored sites. Due to the advantages of distributed measurement, optic fiber has been more and more applied in safety monitoring of dams, especially for detection of internal erosion.

4. FOUNDATION OF EMBANKMENT DAMS

Generally, embankment dams have rather good adaptability on different foundation conditions. Main considerations for foundations are stability, bearing capacity (deformation) and seepage control measures. For most of the embankment dams, a foundation with soft clay layers is not suitable. It should be excavated. The more commonly encountered foundation types are riverbed alluvium and weathered rock. For sandy gravel alluvium, without soft clay or liquefiable fine sand, the stability and the bearing capacity is usually enough for dam construction. For rock foundation, after removing totally weathered rocks and part of the strongly weathered rocks, the foundation becomes suitable for dam construction. For those foundations, the main task of foundation treatment is seepage control. Inadequate seepage control could cause seepage failure and produce risk on dam safety. Alfredo Granados (R3) introduced a case of ECRD

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project in Spain, using concrete lining for treatment of interface between bedrock foundation and earth core.

In engineering practices, the basic measures for seepage control of alluvium foundation are upstream blanket, various vertical cutoff with downstream filter and drainage. The selection of treatment measures will be based on the requirements and the characteristics of the foundation. For high dams, vertical seepage control measure is often accepted. By using vertical seepage control measures, water seepage in alluvium foundation will be effectively blocked. Therefore, the vertical seepage control, combined with downstream filter and drainage, will protect foundation and dam free from the damage of seepage erosion. In some cases, the utilization of sediment deposit and nature clay layer as horizontal blanket could also be an auxiliary measures.

For high dam with deep alluvium foundation, one of the vertical seepage control measures is the excavation of the alluvium layers below the earth core and filter zones and put the core and filter zones on bedrock. Another measure is the construction of concrete diaphragm wall. Due to its advantages in treatment of alluvium foundation, concrete diaphragm wall is widely applied in various projects. With accumulated experiences and progresses in machinery, the technologies of building concrete diaphragm wall are more and more developed.

If rock foundation has permeable layers, erodible fault fissures or caves, it is necessary to conduct curtain grouting or curtain grouting combined with consolidation grouting. Normally, the criteria of 35 Lu are widely accepted by most of the projects as relatively impermeable layer.

In the construction of high earth core rockfill dams or asphalt concrete rockfill dams, foundation grouting may take rather long time and delay the construction. Gallery on the bottom of the dam could be accepted. This gallery will serve for multiple purposes as grouting, monitoring and inspection.

The control of by-pass seepage in abutments request the grouting curtain extend to a certain depth in the mountain. The area of grouting curtain is determined by three principles:

(1) The curtain will extend to the intersection of the reservoir normal storage water level and the ground water level before reservoir impoundment.

(2) The curtain will extend to the intersection of the reservoir normal storage water level and the relatively impermeable layer of the abutments.

(3) The curtain area is determined by seepage analysis depending on the requirement for seepage control.

For grouting determined by the first two principles, the curtain is considered

as a closed curtain. But when the closed curtain will tend to be too long or too deep, the area can be determined by the third principle. For curtain grouting under diaphragm wall, the same principles can be applied.

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For CFRD constructed on deep alluvium, if no special adverse layers are

present in the alluvium, the plinth is directly put on alluvium foundation with a diaphragm wall, connected to the plinth and face slab to establish an integral seepage control defense. This is a safe and economic solution. There are such several CFRD constructed in the world, as: Santa Juna (dam height of 103.6 m and alluvium depth of 30 m) and Paclaro (dam height of 83 m and the alluvium depth of 113 m) in Chile, Dhauliganga (dam height of 56 m and the alluvium depth of 70 m) in India. The highest CFRD in the world with riverbed plinth constructed on alluvium foundation is Jiudianxia CFRD in China (dam height of 136.5 m and alluvium depth of 56 m).

There five (5) papers concerning the foundation of embankment dams. Manuel Romana (R21) discussed general requirements of plinth foundation for CFRD. He emphasized that the plinth alignment should be regular to avoid sharp change. To ensure stability, the treated terrain must be regularized with concrete, leaving the plinth as flat as possible. The width of plinth must be established to achieve an allowable hydraulic gradient according to rock quality.

Peter Rissler and Wynfrith Riemer (R26) discussed a rockfill dam project in Nepal, where risks related to uncertainties of geological and geotechnical conditions of foundation have increased the difficulty to make choices of foundation treatment measures. With step by step growing knowledge of the foundation, the final accepted measures avoided the costly jet grout curtain.

Alexandre Tournier, et al (R30) presented a case of treatment for stabilization of a rock cliff at the right abutment of F2 dike of Romaine 2 Hydropower Project. The cliff has a height of 120 m, with large overhangs and fractured rocks. The treatment was conducted in two phases, with excavation on upper part and stabilization on lower part.

Alberto Zonzalo (R36) introduced a new technology for blocking seepage of granular materials. With the application of material based on a family of new polymers, it can seal leakage of hundreds of liters per second, with water depth up to 200m.

Jean-Jacques Fry, et al, (R38) reported the feedback of operation of several diaphragm walls in different foundation conditions, including alluvial foundation, glacial foundation and granite site. As totally closure of pervious foundation is not acceptable, the maximum depth of diaphragm should be optimized by investigation and flow analysis. As diaphragm wall is not plug into impervious layer, an integrated surveillance is required to detect possible contact erosion or suffusion. Further, adequate filter and drainage system should be implemented.

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5. INTERFACE BETWEEN EMBANKMENTS AND CONCRETE STRUCTURES

In the layout arrangement of embankment dams, concrete structures have often to be connected with fill structures. More common cases in engineering practices are composite dam (concrete dam and embankment dam with a connection). Due to the difference in properties and deformation behaviors of concrete structure and fill structure, differential displacements and nonhomogeneous stresses distribution will developed at the interface of the two structures and may produce important risks of contact erosion or structure failure.

Solutions for the design of the connection depend on dam height, topographic and geological conditions of dam site, layout of project and the slope of embankment dam. Two kinds of connection are commonly used in engineering. The first one is the plug-in type, with concrete structure insert for a certain length into embankment dam and covered by the shell of embankment dam. The other one is wing-wall type, with a sidewall perpendicular to the axis of concrete structure to support the slope of embankment dam.

The connection interface of embankment and concrete structure could be a weak point for seepage leading to failure of the dam. Therefore, the most important concern for the design is to guarantee imperviousness of the interface. Some previous designs used irregular shape for interface or set key-wall to extend seepage paths. But in practice, it is found that complex shape may create difficulties for the compaction of embankment dam, and produce stresses concentration. Thus, recent designs prefer to use smooth interface for the connection. For avoiding leakage along the interface, compaction of earth core (or asphalt concrete core) along the connection part should be carefully conducted. More important measure is to strengthen filter and drainage zone at the downstream side of impervious core.

Four (4) papers focus on the connection of rockfill and concrete dam. V. A. Pekhtin, et al, (R24) presents a hydropower project in Russia. This project includes a concrete dam, 96 m height, and a rockfill dam, 80 m height, with asphalt-concrete core. The connection part of concrete dam and asphalt concrete core rockfill dam is the most critical component of the water retaining structures. Basic requirements on the interface are to ensure imperviousness and to allow independent displacements of the two different parts during dam construction and operation. Therefore, two U-shape keys were arranged at the interface, and a well with a diameter of 1020 mm was arranged at the asphalt core side at the interface. This well was filled with asphalt mastic to adjust the differential movement.

Akira Nakamura, et al, (R9) evaluated dynamic performance of the interface between embankment dam and concrete dam upon the large-scale earthquake motion. The height of embankment dam is 78.5m and the height of concrete dam

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is 86.0m. The analysis was conducted with 3D numerical analysis. Results of dynamic analysis revealed that tensile zones and slippage area are distributed only near the upstream and downstream end of the interface, and are not continuous in upstream to downstream direction, so the imperviousness of interface is not damaged during earthquake action.

Mjid Ferhan, et al, (R19) presented a case of a 90m high CFRD project in Morocco, which has a concrete tower with the height of 105m and a perimetric gallery with an inner diameter of 3m. Challenges in that design is to analysis various risks associated with the docking of concrete face slabs on the face of intake tower and to take engineering measures for reducing differential displacements in the connecting area and the excessive transverse bending stresses of adjacent concrete slabs. The measures adopted include introduction of a longitudinal joint in the middle of the 15m width block of face slab attached to the intake tower, the increase of the reinforcement ratio to 0.4% for concrete face slabs in the area over the plinth up to a distance of 0.2 H. Furthermore, instrumentation on different joints was strengthened in the area.

Otakar Hrabovsky (R17) presented a case of polder dam where the concrete pipes at the bottom outlet are covered with dam soil. Due to changes in the local environment, the structure of the soil in the contact of concrete structure may change, as the polder is dry in most of the time. The structure changes of the soil create conditions for the emergence of preferred paths for seeping water after rapid filling of the polder. A proposed solution is to keep the polder with constant volume of water in order to avoid condition change in the contact zone.

6. TAILINGS DAMS

Tailings dam is a fill structure for retaining tailings and industry waste. It is composed of an initial dam, constructed before the beginning of deposition of tailings, following by several heightening constructed with deposition of tailings. As a geotechnical structure with high risks, it must satisfy stringent regulations on stability and environment protection.

Compare with conventional embankment dams, tailings dam have some special features due to its function during operation. For conventional embankment dam, the basic requirement is the imperviousness of the dam. But for tailings pond, the requirement is to have a proper drainage system for deposition of tailings. For construction material, except for its initial part, tailings dam is constructed by tailing deposition. Its material structure, such as water content, mechanic properties, etc. are quite different and present numerous uncertainties. The physic and mechanic properties will have significant impacts on the stability of the dam.

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Safety management of tailings ponds is a complicate and difficult challenge for owners, because these structures present significant potential risks. Application of the tools of risk analysis has been more and more accepted for safety management of tailings dams. Among the papers submitted, several discussed various methods and case history using risk analysis for safety assessment of tailings ponds or dams. Due to the complexity of the structure and to long operation period, it is necessary to anticipate and manage all safety issues during the life cycle of tailings dam. As the continuous deposition of tailings during impoundment produce non-static conditions of the dam, surveillance and monitoring of dam behavior is very important for safety management. With the progress of technologies, automatic monitoring with on line data process is available. Application of these new technologies will significantly improve the safety management of tailings dams.

There are nine (9) papers submitted on tailings dams, focusing in particular on planning, design, construction and risk analysis.

Malcolm Barker and Alex Black (R1) presented the use of risk analysis method for upgrading a tailings storage facility in Australia. The procedures include failure mode analysis, flood frequency analysis, risk calculation, failure sequence analysis, and comparison of probability by event tree and consequence assessment. The use of the risk approach enabled the design of a labyrinth spillway and the use of the safety bunds for wave overtopping protection which was evaluated and approved for the construction Stage 8, despite concerns on seepage and potential of high reservoir levels during the Probable Maximum Design Flood.

Ljupcho Petkovski and Stevcho Mitovski (R4) presented methodology for planning of tailings dam, including dam site and dam type, in a river valley. The procedure consist of four steps: (1) choice of relevant criteria, (2) identification of alternative solutions, (3) elaboration of the alternatives at same level of design documentation and the same technical safety, (4) comparison of the alternative solutions according to economical indicator. The procedure was applied in the planning of a tailings pond in Republic of Macedonia, for 100 million m3 of flotation tailings.

Joaquim Pimenta de Avila, et al, (R6) introduced a comprehensive geotechnical risk management program for a mining company, VALE. The program embraces all activities related to risk management: risk identification, analysis, evaluation and treatment, allowing risk-informed decisions, prioritizing evaluations and risk reduction activities. Consequences in risk analysis include economy, health and safety, environment, social and company’s image.

Hanming Zhou, et al, (R7) presented a new method (mold bag method) for constructing tailings dam with fine tailings. High strength geotextile are used to knit continuous bags. Then the bags are filled with fine tailings by pumping.

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Compared with the conventional backfilling method, construction by mold bag has advantages such as high-speed construction, fast drainage and rapid consolidation, which are important for tailings dam constructed with fine tailings.

Evgeniy N. Bellendir, et al, (R23) presented basic principles for design of high dams of hydraulic fill storage dams, including ash, tailings and industrial wastes storage. Several engineering cases in Russia are provided by application of these principles. According to the properties of fill material, emphasis must put on safety requirements for stability, seepage and deformation in the design and during construction and operation. Special attention should be paid on the condition in cold regions, weak foundations and seismic areas. Organization and state monitoring of structures being in operation is the fundamental principle in reliability assessment and safety management of high hydraulic fill storage dams. It is also mentioned that safety criteria play a special role in the issues of state assessment and monitoring.

Doina Popovici, et al, (R27) conducted risk analysis of a tailings pond structures in Romania, where risk management is particularly important due to the special condition created by the acid drainage from the waste rock dumps, as the dam is a limestone rockfill structure. In the analysis, the criticality indices were firstly evaluated to evaluate the risk associated with identified components and to establish priorities and necessary measures. Then, breaching probability of the pond dam was quantified on the basis on fault trees procedure. The effectiveness of the proposed measures to diminish the failure consequences were evaluated by means of the global index of consequences comparing the existing condition and the improved one.

Roger Knutsson, et al, (R33) proposed a method for safety management of tailings dams, with the combination of numerical analysis and field surveillance. It mentioned that a better safety evaluation method consist of doing theoretical simulations first, and then use field measurements to evaluate how the specific in situ value is related to the computed value. With the proposed method, predictions on “normal” behavior can be estimated.

The continuous deposition of tailings during impoundment will produce non-static conditions of the dam. Therefore, surveillance and monitoring of dam behavior is very important for safety management of tailings dam. Sam Johansson, et al, (R37) introduced an on-line seepage monitoring system by optic fibers, which has been applied in tailings dams in Sweden. Contrary to conventional seepage and pressure measurements, it can provide detailed information with every meter along the dam. Automatic data evaluation is carried out on-line and the data is also presented on WEB-interface.

M. Cambridge (R15) introduced broad outline of the European handbook on sustainable design, operation and closure of mine waste facilities. It presented the background of the European Normative Document on earthworks and describes how it has been adapted to assist both regulatory organizations across the EU

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and all stakeholders involved in the European mining industry. It also introduced the proposed process for adapting this guidance document to form the European Normative standard on hydraulic fill.

7. CONCLUSION

As a major dam type in dam engineering, rockfill dam has a history of more than 100 years. With the progress of technologies, more and more high rockfill dams have been built in the world. For the three main rockfill dam types, dam height of ECRD will exceed 300 m, the height of CFRD will reach 260 m and the height of ACRD will approach 200 m. In addition, more and higher rockfill dam projects will be constructed with complicated topographic and geological conditions and severe climate, which include: narrow river valley, high steep abutment, deep alluvium, unfavorable geological formation, foundation faults, high seismicity and extremely cold weather. By facing those challenges, innovative solutions should be studied. Empirical method or simply extrapolation from previous experience is not suitable for future’s high rockfill dam construction. Current design approaches will be improved by developing theoretical and analytical methodologies to assess dam behavior in construction and operation. Furthermore, adequate instrumentation and surveillance is also important to verify theoretical analysis and to promote further understandings of dam behaviors.

The main characteristic of rockfill dams is the uncertainty of the construction material. Properly investigate the engineering properties of construction materials is the base to determine dam design and selection of construction method. Therefore, adequate laboratory and in-situ tests are recommended for high rockfill dam projects.

In the design and construction of high rockfill dam, deformation control is the most important issue to be considered. The stresses status of watertight barrier and operation performance of dam are all related with the deformation behavior of the dam. Therefore, the concept of integrated deformation control and deformation coordination should be a major principle for high rockfill dam construction. The main focus of the concept includes: (1) the reduction of the total deformations, (2) the coordination of the differential deformation between different zones.

In the principle of integrated deformation control and deformation coordination, more emphasized must be put on the coordination of deformations between different dam zones. For high CFRD, that includes the deformation coordination of the upstream and downstream rockfill, abutment area and riverbed area, upper part and lower part, and also, the deformation coordination of concrete face slab with upstream rockfill, and rockfill constructed in different

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stages. For high ECRD, the focus is on the coordination of deformation of rockfill shell and earth core to avoid harmful cracks on earth core.

Internal erosion is one of the most important causes of incidents and failures of embankment dams. Mechanism of different erosions has been widely studied by researchers and engineers, yet there are still different opinions in debate. In engineering practice, setting of filter zone is proved to be a practical solution for avoiding internal erosion. Besides the function of retention of eroded grains, it also has the function of drainage. Design of filter system depends on the understandings of the grain distribution of the protected soil and assumed conditions. For ECRD, the filter layer should be designed with the consideration of possible cracks exist in earth core. In general, Terzaghi’s principle or Sherard’s criteria is suitable for the design of filter system for most of the cases. But the result by applying the criteria is suggested be checked by laboratory test. For gravelly soil with broad gradation distribution, there are no standard methods for filter layer design. It should be studied case by case. Its filter design cannot fully rely on calculation. It must be checked by filter tests.

By considering the complexity of the mechanism of internal erosion, emphasize must be put on the importance of surveillance during operation. Careful and continue observation of seepage flow will detect internal erosion in its initial development, thus to take prompt action in time.

Embankment dams have good adaptability for various foundation conditions. The major risks of foundation are the loss of stability due to the weak zones and seepage failure due to internal erosion. Various vertical seepage control measures include excavation, grouting curtain and diaphragm wall, combined with downstream filter and drainage, will provide good protection for foundation and dam for seepage damage or failure.

Due to the structure complexity, the materials uncertainty, the continuous variation of operating status and the sever consequence on people’s life and environment, tailings dams is a kind of geotechnical structure with relatively high risks. Safety assessment with the tool of risk analysis will provide to the owner the ability to anticipate and manage the main safety issues. Safe operation of tailings dams could be achieved by properly understanding the potential risks with constructive intervention measures, adequate surveillance and stringent regulations.

ACKNOWLEDGEMENT

I would like to sincerely thank Dr. Jean-Pierre TOURNIER, Chairman of Question 98, who provides valuable comments and suggestions. I’ll also thank Dr.

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Hao Jutao from China Institute of Water Resources and Hydropower Research for his valuable help in the summary of some of the submitted papers.

REFERENCES [1] ICOLD (2013), Bulletin 164: Internal erosion of existing dams, levees and

dikes, and their foundations. Paris [2] ICOLD Bulletin 141, Concrete face Rockfill Dams - Concepts for design

and construction, 2010, Paris [3] ICOLD Bulletin 42, Bituminous Core for Fill Dam, Paris [4] ICOLD Bulletin 135, Geomembrane Sealing Systems for Dams - Design

Principles and Review of Experience, 2010, Paris [5] ICOLD Bulletin 95, Embankment Dams Granular Filters and Drains, 1994,

Paris [6] ICOLD Bulletin 148, Selection of Seismic Parameters for Large Dams,

Guidelines, Paris, 2014 [7] ICOLD Bulletin 120. Design Features of Dams to Effectively Resist

Seismic Ground Motion, Paris, 2001 [8] Cooke J. B. Progress in Rockfill Dams. The Eighteenth Terzaghi Lecture,

Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 110(10), 1984 [9] Concrete Face Rockfill Dams—Design, Construction, and Performance,

Edited by J. Barry Cooke and James L. Sherard, ASCE, 1985 [10] J.B. Cooke & J.L. Sherard. Concrete Face Rockfill Dams: Assessment.

Journal of Geotechnical Engineering, ASCE.113(10),1987 [11] SHERARD, J.L. Hydraulic fracturing in embankment dams. Proc. of a

Symposium sponsored by the Geotechnical Engineering Division, Denver, CO, pp. 115-141, American Society of Civil Engineers, New York., 1985

[12] Sherard, J. L, Dunnigan, L. P; (1989). Critical Filters for Impervious Soils, Journal of Geotechnical Engineering, Volume 115, Number 7, July 1989, ASCE

[13] Xu Zeping, Research on concrete face slab rupture of high CFRD, Proceedings of 23rd ICOLD congress, Question 88, 2009

[14] Xu Zeping, Impact of Sichuan Earthquake, Water Power & Dam Construction, 2008.8

[15] Xu Zeping, Overview of CFRD Construction in China, International Journal on Hydropower & Dams, Volume Fifteen, Issue 4, 2008

[16] Xu Zeping, Wei Yingqi, Shao Yu, Seepage Control of the Concrete Faced Sandy Gravel Dam with Deep Alluvium Foundation，Proceedings of Twenty-second Congress on Large Dams, Volume III

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TABLE DES MATIÈRES 1. Introduction 2. Grands barrages en enrochement 3. Érosion interne 4. Fondations d’un barrage en remblai 5. Interface entre les remblais et les structures en béton 6. Barrages de stériles 7. Conclusion

1. INTRODUCTION

Le barrage en remblai représente le type de barrage le plus ancien au monde. Il s’agit également de la technique de barrage qui est la plus répandue et connaît le développement le plus rapide dans l’ingénierie des barrages. Au départ, la plupart des barrages en remblai étaient construits à partir des matériaux de la terre et reposaient normalement sur des fondations non traitées. En termes de sécurité, les risques provenaient généralement d’infiltrations dans le barrage et les fondations. L’érosion interne résultant de problèmes d’infiltration peut entraîner en effet la destruction des matériaux du remblai et des fondations puis l’effondrement du barrage et son débordement. Les barrages en enrochement étaient constitués initialement d’amas de roches et de dalles de parement. Entre 1920 et 1960, avec les progrès de la mécanique des sols, les barrages en enrochement avec noyau en terre (ECRD) se sont répandus. La hauteur des barrages construits a atteint 150 mètres. Après les années 60, avec l’utilisation du rouleau vibrant et de la technique du compactage par couche, le barrage en enrochement avec masque amont en béton (CFRD) a connu un développement rapide. De nombreux CFRD de hauteur élevée ont été construits dans le monde entier. Parallèlement, le développement des barrages ECRD s’est poursuivi avec l’amélioration des méthodes de construction et des équipements. Aujourd’hui, la hauteur d’un barrage CFRD atteint 200 m tandis que celle d’un ECRD atteint 300 m. Les barrages CFRD et ECRD sont devenus les types les plus représentatifs des barrages en enrochement modernes. Par ailleurs, les barrages avec noyau en béton bitumineux (ACRD), les barrages en enrochement avec masque amont en béton bitumineux et les barrages en enrochement avec dispositif d’étanchéité par géomembrane se sont développés simultanément.

Le barrage de stériles est un barrage réalisé par l’homme pour stocker les résidus d’exploitation minière ou les déchets industriels. Il s’agit généralement de déchets miniers grossiers et sous forme de fines particules. Les barrages de stériles se composent le plus souvent du barrage initial construit avant le début du

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stockage des déchets et de plusieurs barrages édifiés à mesure de l’augmentation des niveaux de mise en eau. Eu égard aux impacts sur l’environnement et les populations en aval, les risques géotechniques des barrages de stériles doivent faire l’objet d’un contrôle strict, notamment de la stabilité, de la déformation et de l’infiltration.

La question 98 traite du thème des barrages en remblai et barrages de stériles et comprend les sous-parties suivantes :

Hauts barrages en remblai : conceptions innovantes de différents types de barrages (noyau en terre ou en béton bitumineux, CFRD,…)

Érosion interne : analyse, surveillance, mesures de réparation Risque au niveau des fondations : antécédents de problèmes, évolution

récente et solutions Conception et performances de l’interface entre les remblais et les

structures en béton Barrages de stériles : évolution récente, méthodes de diminution des

risques, limitation de la hauteur

Les thèmes connexes traités lors des précédents congrès de la CIGB sont répertoriés dans le tableau 1.

Tableau 1 Thèmes connexes des précédents congrès de la CIGB

Année Lieu Question n° Thème

1933 Stockholm, Suède 2a

Méthodes de recherche permettant de reconnaître si un matériau donné est apte à être utilisé pour la construction d’un barrage en terre.

1936 Washington, États-Unis 7 Calcul de la stabilité de barrages en

terre.

1948 Stockholm, Suède 10 Les dispositions les plus récentes

pour éviter la formation de renards.

1951 New Delhi, Inde 13 Construction de barrages en terre et en enrochement avec leurs écrans et diaphragmes

1958 New York, États-Unis 22

Méthode de compactage et teneur en eau des matériaux employés dans la construction du noyau en terre et du massif résistant des barrages en terre et en enrochement

1961 Rome, Italie 27 Étanchement des barrages en terre et enrochement par produits bitumineux et autres matières.

1964 Edinburgh, Grande-Bretagne 31

Étude, méthodes d’exécution et comportement des grands barrages en enrochement (de plus de, ou d’environ 80 m).

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Année Lieu Question n° Thème

1973 Madrid, Espagne 42 Dispositif d’étanchéité et protection des talus des barrages en terre et des barrages en enrochements

1976 Mexico Mexique 44 Problèmes posés par les barrages en remblai de type spécial.

1982 Rio de Janeiro, Brésil 55

Matériaux et méthodes de construction des barrages et batardeaux en remblai.

1988 San Francisco, États-Unis 61

Barrages en remblai : organes d’étanchéité autres que les noyaux en terre.

1991 Vienna, Autriche 67 Progrès récents concernant les barrages et batardeaux en remblai.

1997 Florence, Italie 73 Problèmes particuliers relatifs aux barrages en terre.

2006 Barcelone, Espagne 86 Sécurité des barrages en terre et en

enrochement.

23 pays membres de la CIGB ont publié 41 articles consacrés à la question 98. La répartition des articles par pays est indiquée ci-après. Le nombre d’articles ainsi que les sous-thèmes abordés sont répertoriés dans le tableau 2.

Figure 1

Répartition par pays des articles consacrés à la question 98 (Australie, Japon, Espagne, Macédoine, Suède, Brésil, Chine, Portugal, France, Suisse, Ukraine, Royaume-Uni, Slovaquie, Colombie, Maroc, Canada, Afrique du

Sud, Russie, Allemagne, Roumanie, Italie, Venezuela, Pérou)

0

1

2

3

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Série1

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Tableau 2 Nombre d’articles par sous-thème

Sous-thème Nbre d’articles N° de l’article

Grands barrages en enrochement

14 R2, R10, R12, R13, R14, R16, R18, R25, R29, R31, R34, R35, R40, R41

Érosion interne 9 R3, R5, R8, R11, R20, R22, R28, R32, R39

Risques pour les fondations

5 R21, R26, R30, R36, R38

Interface entre l’enrochement et la structure en béton

4 R9, R19, R24, R17

Barrages de stériles

9 R1, R4, R6, R7, R15, R23, R27, R33, R37

Il est à noter que la plupart des articles sont consacrés aux grands barrages

en enrochement, à l’érosion interne et aux barrages de stériles. Tous les articles communiqués présentent de précieuses expériences relatives à des pratiques d’ingénierie appliquées dans le monde et couvrent un grand nombre d’études de cas. La Chine dispose du plus grand nombre de barrages en enrochement au monde et connaît encore une activité intense de construction de divers grands barrages en enrochement. Malheureusement, aucun article n’a été consacré par la Chine à cette question 98.

2. GRANDS BARRAGES EN ENROCHEMENT

Il n’existe pas vraiment de définition claire de la hauteur d’un « grand » barrage en enrochement. À l’occasion du 8e Congrès de la CIGB, qui s’est tenu à Édimbourg (Grande-Bretagne) en 1964, la question 31 a défini les grands barrages en enrochement comme ayant une hauteur supérieure à ou voisine de 80 mètres. Après 50 ans de développement, des progrès importants ont été réalisés dans la construction des grands barrages en enrochement, avec l’apparition de différents types de barrages, notamment les barrages en enrochement avec noyau en terre (ECRD), les barrages en enrochement avec masque amont en béton (CFRD), les barrages en enrochement avec noyau (ou masque amont) en béton bitumineux (ACRD ou AFRD) et les barrages en enrochement avec géomembrane comme dispositif d’étanchéité.

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1960 1965 1970 1975 1980 1985 1990 1995 2000 2005 2010 2015 2020 2025

0

50

100

150

200

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350

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La Yesca

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Foz do Areia

Cethana

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ECRD

CFRD

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Year

ECRD, CFRD and ACRD EVOLUTION

La Salle

Figure 2 Développement des grands barrages en enrochement

(Légendes : Évolution des barrages ECRD, CFRD et ACRD hauteur du barrage – Année)

En ce qui concerne les grands barrages en enrochement, un article est

consacré aux barrages ECRD, 3 articles sont consacrés aux CFRD, 4 articles traitent des ACRD, un article s’intéresse aux barrages en enrochement avec géomembrane et les cinq autres articles abordent des questions d’ordre général sur les barrages en enrochement, notamment deux d’entre eux qui s’intéressent aux impacts sismiques. La répartition des articles reflète la progression rapide des barrages CFRD et ACRD dans le monde.

Attendu qu’ils utilisent principalement des matériaux naturels, les barrages

en terre et en enrochement offrent généralement des avantages économiques importants en par rapport aux autres types de barrages. Ils présentent également l’avantage de s’adapter à des conditions géologiques et topographiques défavorables. La réussite de la construction et de l’exploitation des grands barrages en enrochement dans le monde entier témoigne de leur sécurité. Mais il convient de souligner qu’en raison des propriétés non déterministes des matériaux de construction, notamment en cas de niveau de contrainte élevé des grands barrages, l’adoption de méthodes purement empiriques augmente les risques pour la sécurité des grands barrages en enrochement. La question 98 s’intéresse donc aux conceptions innovantes et aux méthodes de construction dans le cadre de ce sous-thème.

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En principe, le choix d’un type de barrage au moment de l’étude de

faisabilité prend en compte le critère de faisabilité technique, les impacts environnementaux et les critères de comparaison économique. Radmilo Glisic (R10) présente le cas d’un projet au Pérou, dans lequel la comparaison porte sur trois options de barrages en enrochement (ECRD, CFRD et ACRD) et deux options de barrages en béton (barrage-voûte et barrage en BCR). L’option du barrage en enrochement présente des avantages significatifs en termes de coût. Il est souligné qu’en attribuant une valeur de 100 à l’option la plus coûteuse, à savoir le barrage en BCR, le coût du barrage CFRD (utilisant du gravier compacté comme matériau de construction) est presque deux fois moins élevé que celui de l’option en BCR. En outre, l’utilisation d’alluvions naturelles permet de réduire les impacts sur l’environnement. Vlad Alicescu (R29) présente également un cas de projet hydroélectrique au Canada, le complexe de la Romaine au nord du Québec dans lequel tous les ouvrages sont des barrages en enrochement. Dans ce complexe, la Romaine 2 dispose de 6 barrages en enrochement avec noyau en béton bitumineux. Il s’agit du plus grand projet hydroélectrique au monde disposant de ce type de barrage. 2.1. LE BARRAGE EN ENROCHEMENT AVEC NOYAU EN TERRE (ECRD)

Le barrage en enrochement avec noyau en terre est un type de barrage en enrochement répandu. Actuellement, les barrages ECRD ont une hauteur supérieure à celle des autres types de barrages en enrochement. Les technologies de construction des grands barrages ECRD reposent principalement sur la sélection des matériaux, la conception des filtres, le contrôle de la déformation et la prévention des fissures.

Les matériaux de construction d’un barrage ECRD comprennent des

matériaux d’étanchéité, des matériaux de filtres et de transitions et des matériaux formant le remblai. L’utilisation adéquate des matériaux de construction en fonction de leurs propriétés techniques constitue l’un des problèmes majeurs de la conception de barrages en enrochement. Pour les ECRD, l’aspect le plus important réside dans le choix et le traitement des matériaux d’étanchéité du noyau en terre. Sophie Messerklinger (R12) s’intéresse aux différents matériaux pouvant être utilisés dans le noyau des barrages ECRD. Elle souligne qu’il n’existe pas de type de sol optimal pour constituer le noyau de barrages ECRD. Chaque barrage dispose d’un matériau local spécifique adapté de manière optimale à son noyau, qui est déterminé précisément à partir d’investigations approfondies réalisées sur le site du barrage et dans des zones d’emprunt éventuelles. En principe, toutes sortes de sols peuvent être utilisés pour constituer le noyau des barrages ECRD. En cas de grand barrage ECRD, le noyau en terre sera soumis à des contraintes élevées. L’argile ordinaire ne répond pas aux exigences de résistance et de compressibilité d’un barrage élevé.

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Par conséquent, la plupart des ECRD d’une hauteur supérieure à 200 mètres utilisent des sols graveleux comme matériau pour le noyau. Un sol graveleux est un mélange de grains fins et de grains grossiers (de plus de 5 mm). De manière générale, si le sol contient plus de 20 % de grains grossiers, il peut être considéré comme un sol graveleux. Ces matériaux comprennent différents sols avec des graviers, de l’argile graveleuse et des roches érodées.

La composition d’un sol naturel formé de graviers n’est pas du tout

homogène et dispose d’une fourchette de granulométrie très étendue. Lorsqu’il est utilisé pour former le noyau, sa granulométrie et sa teneur en eau doivent être généralement adaptées en fonction de la conception. Si le matériau du noyau contient trop de grains grossiers, il peut être simplement traité en éliminant les grains trop gros. La taille limite des « grains surdimensionnés » pourrait être déterminée en fonction de la granulométrie du matériau concerné. Il arrive plus fréquemment que le sol d’emprunt soit constitué de grains fins. Le matériau ne peut généralement pas répondre aux exigences d’un grand barrage en termes de stabilité et de déformation. Comme le mentionne l’article R12, un mélange des matériaux peut être effectué par empilement horizontal et excavation verticale.

La perméabilité d’un sol graveleux constituant le matériau du noyau d’un

grand barrage en enrochement dépend de sa granulométrie. Les grands barrages ECRD nécessitent généralement une proportion inférieure à 50 % de grains d’une dimension supérieure à 5 mm et une proportion supérieure à 15 % de grains fins (d’une taille inférieure à 0,075 mm), le calcul étant effectué par passage au crible de 5 mm et jusqu’à 300 mm selon les pays (crible de 300 mm en Amérique du Nord). Mais dans la pratique, en raison de la granulométrie très variable d’un sol naturel graveleux, les principes susmentionnés peuvent être adaptés aux situations réelles.

Pendant l’exploitation d’un barrage ECRD, le processus de percolation dans

le sol commence toujours par une infiltration, qui se développe graduellement à l’intérieur et entraîne finalement une défaillance localisée ou une défaillance de la structure. L’utilisation d’une couche filtrante pour contrôler la percolation constitue une mesure efficace de contrôle des fuites pour la conception de barrages ECRD. Elle peut servir de zone de drainage et empêcher les grains fins de s’écouler vers l’extérieur. La technologie clé dans la conception de filtres consiste donc à contrôler la perméabilité de la couche pour assurer un drainage rapide et à déterminer la granulométrie des matériaux de filtrage en fonction des grains fins du noyau en terre qui doit être protégé.

La recharge d’un barrage ECRD est généralement construite en

enrochement ou en gravier. Ses propriétés de résistance sont liées à la stabilité de la pente du barrage et ses propriétés de contrainte-déformation dépendent de la déformation du barrage. L’expérience de la construction de barrages modernes en enrochement a démontré que le contrôle de la déformation représentait le problème majeur à prendre en compte. Il est possible de limiter la déformation du

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noyau en terre et de la recharge du barrage en améliorant le compactage du matériau de chaque zone. S’agissant des barrages ECRD, la conception du matériau de la recharge du barrage et son compactage sont renforcés en coordonnant la recharge et le module du noyau pour éviter un trop grand écart de compressibilité du matériau dans les différentes zones.

Dans la conception et la construction de grands barrages ECRD, l’une des

difficultés principales consiste à éviter les fissures généralement causées par les déplacements différentiels du noyau en terre en cours d’exploitation, notamment au cours de la première mise en eau. Jusqu’à présent, le mécanisme et les critères de fracturation hydraulique font encore l’objet d’interrogations, les ingénieurs et les chercheurs ne parvenant pas à s’accorder sur ce thème.

Le mécanisme de fracturation hydraulique est défini par la formation de

fissures résultant de la diminution de la résistance jusqu’à la résistance effective en traction sous l’action de la charge de l’eau. La défaillance en cas de fracturation hydraulique peut provenir de l’extension des fissures à l’ensemble du noyau en raison de la pression exercée par l’eau sur les fissures initiales. En principe, lorsque l’augmentation de la pression interstitielle entraîne une contrainte de tension effective du sol, il se produit une fracturation hydraulique. Mais il convient de noter que si la contrainte effective de tension peut avoir plusieurs causes, seule la réduction de la contrainte effective causée par la charge externe de l’eau peut provoquer des fissures par fracturation hydraulique.

L’analyse numérique indique que les principales contraintes s’exerçant sur

la face aval du noyau en terre sont déviées par « l’effet de voûte » résultant de la recharge du barrage. Lors de la mise en eau du réservoir à partir de la charge d’eau amont, l’orientation des contraintes principales subit une déviation supplémentaire. La contrainte principale s’exerce parallèlement au sens de la pression de l’eau. Dans ce cas, si la contrainte mineure effective du noyau en terre est limitée à la force de tension du sol sous l’action de la pression de l’eau, des fissures horizontales se forment. Elles peuvent être à l’origine d’une fracturation hydraulique. La même procédure peut intervenir à l’interface entre le noyau en terre et les appuis latéraux.

Lorsque les fissures initiales d’une fracturation hydraulique apparaissent sur

la face du noyau en terre, leur évolution dépend de différents facteurs, notamment du gradient hydraulique, du niveau de contraintes, de la perméabilité du sol, etc. Le mode de défaillance final de la fracturation hydraulique entraîne l’érosion du sol par percolation.

Pour protéger le noyau en terre des dommages de la fracturation

hydraulique, la conception de la zone de filtrage doit tenir compte de cette éventualité.

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2.2. LE BARRAGE EN ENROCHEMENT AVEC MASQUE AMONT EN BÉTON (CFRD)

La construction de barrages en enrochement avec masque amont en béton (CFRD) date de plus de 100 ans et remonte au 19e siècle. Il est admis que le succès de la construction du barrage CFRD de Cethana (Australie) qui s’élève à 110 mètres de hauteur a jeté les bases de la construction moderne de barrages CFRD. L’édification des CFRD de Foz do Ariea (160 m) au Brésil, de Salvajina (148 m) en Columbie et d’autres projets de barrages CFRD construits entre les années 70 et 80 ont permis de développer progressivement les technologies modernes de construction des barrages CFRD. Les principales caractéristiques techniques de ces technologies sont les suivantes : compactage du remblai en couches par rouleau vibrant, couche d’appui semi-perméable (zone 2A), plinthe fine, longue dalle du masque en béton construite par coffrage coulissant et séparée par un joint vertical, structure de joint avec lame d’étanchéité multicouche, matériaux de lame d’étanchéité multifonction, etc. Avec ses avantages en termes de sécurité, d’économie et d’adaptabilité, le barrage CFRD est devenu un type de barrage très compétitif dans l’ingénierie des barrages.

Le colloque organisé à Détroit (1985) et consacré aux barrages en

enrochement avec masque amont en béton et l’article « Special Memorial on Concrete Face Rockfill Dam » du Journal of Geotechnical Engineering (ASCE, 1987), ont joué un rôle majeur dans la promotion du développement des technologies relatives aux CFRD modernes. Les deux articles de synthèse rédigés par J. B. Cooke et J. L. Sherard en 1987 ont fourni des informations importantes relatives à la conception, la construction et l’exploitation des barrages CFRD sur une durée prolongée. Depuis cette date, plusieurs colloques internationaux consacrés aux barrages CFRD (3 en Chine et 2 au Brésil) ont eu également des impacts positifs sur ce type de barrage. Jusqu’en 2000, plusieurs projets de barrages CFRD ont été construits dans différents pays. Les pratiques d’ingénierie et les expériences de ces projets ont été rassemblées dans le compte-rendu du colloque du 20e Congrès de la CIGB organisé à Pékin et dans l’ouvrage « J. Barry Cooke Volume, Beijing 2000 ». En 2006, plusieurs cas de rupture de la dalle du masque en béton de de grands barrages CFRD ont été rapportés lors du 22e Congrès de la CIGB en Espagne. Ils ont eu un impact important sur les projets de construction des CFRD suivants. Dans le cadre de l’évolution des grands barrages CFRD, la construction du CFRD d’Aguamilpa (187 m, Mexique) et du CFRD TSQ-1 (178 m, Chine) en 1990 a eu une grande importance pour le développement de barrages CFRD de 200 m ou plus. Au 21e siècle, la construction du CFRD de Gushi (242 m, Chine) et du CFRD de Cihaxia (257,5 m, Chine) va poursuivre le développement de CFRD avec un objectif de hauteur de 300 mètres.

L’article de Marulanda (R18) présente une analyse complète de l’évolution

des barrages CFRD jusqu’aux pratiques récentes. À partir de l’analyse des incidents récents survenus dans le cadre de projets de grands CFRD, il souligne la nécessité d’améliorer les approches de conception actuelles afin de dépasser

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la méthode empirique, notamment pour développer des méthodologies analytiques visant à analyser le comportement de ces barrages.

La conception des barrages CFRD comprend principalement le choix des

matériaux, la détermination des zones de la section, la structure de la dalle du masque et le joint à lame d’étanchéité, etc. Au cours des dernières années, les critères de conception et la méthodologie de construction des grands barrages CFRD ont encore évolué.

Les principaux matériaux de construction des barrages CFRD sont

constitués d’enrochements déblayés par dynamitage ou de matériaux en gravier naturel. Les exigences de base du matériau sont sa faible compressibilité, sa résistance au cisaillement et sa possibilité de drainage. Comme il s’agit d’un barrage construit en matériaux naturels, le choix des matériaux de construction d’un barrage CFRD est relativement vaste et varié. En ce qui concerne les barrages peu ou moyennement élevés, il est possible d’utiliser un matériau en enrochement peu résistant. Ce matériau est souvent utilisé comme enrochement aval et normalement placé dans une zone sèche (au-dessus du niveau d’eau du bief aval). L’étendue et la position de la zone en enrochement peu résistant peuvent être déterminées par une analyse numérique, selon les principes généraux d’absence de déformation différentielle importante de l’enrochement et d’absence de contraintes importantes exercées sur la dalle du masque. En ce qui concerne les barrages élevés, il est recommandé d’utiliser comme matériau de construction un enrochement à module élevé. Le compactage de l’enrochement doit être strictement contrôlé également afin de limiter la déformation du barrage pendant la construction et l’exploitation. Marulanda (R18) résume un certain nombre de pratiques récentes relatives à des projets de barrages élevés en Amérique du Sud et souligne l’importance de la granulométrie des matériaux de l’enrochement et l’utilisation d’un rouleau vibrant plus lourd. Le matériau associant gravier et sable compactés présente un module plus élevé que le matériau en enrochement. Il s’agit d’un matériau adapté à la construction de barrages CFRD. Mais en raison de sa perméabilité relativement faible, des mesures de drainage doivent être prévues lors de la conception.

En matière de conception de l’inclinaison d’un barrage CFRD, attendu que

l’angle de frottement interne de l’enrochement compacté est beaucoup plus élevé que son angle de repos, la pente formée par cet angle (38) pour l’enrochement amorti (1:1.3) disposera de marges de sécurité suffisantes. À l’heure actuelle, la plupart des barrages CFRD disposent d’une inclinaison comprise entre 1:1,3 et 1:1,4. En ce qui concerne les barrages CFRD construits en gravier sableux, ce matériau disposant d’une résistance relativement faible, la pente généralement admise est comprise entre 1:1,5 et 1:1,6. En principe, à l’exception des cas d’enrochement tendre, de fondations de mauvaise qualité et de sismicité élevée, il n’est pas nécessaire d’effectuer une analyse de la stabilité des barrages CFRD.

Frossard (R41) et Nieto-Gamboa ont étudié l’effet d’échelle des matériaux

en enrochement. Cet effet a des impacts sur la résistance au cisaillement et les

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caractéristiques des contraintes de l’enrochement et il doit être pris en compte dans l’analyse des grands barrages en enrochement. En outre, dans le cas de grands barrages en enrochement, la rupture des particules et la variation de la granulométrie de l’enrochement sous l’effet d’une contrainte élevée entraînent une déformation par fluage, qui aura un impact significatif sur la déformation postérieure à la construction.

En ce qui concerne la zone d’appui (zone 2A), la conception précédente

souligne sa fonction de transition de la déformation et de support lisse de la dalle du masque en béton. La taille des grains de la zone 2A y est relativement grossière et uniforme. La perméabilité est donc relativement élevée. Le barrage CFRD de Cethana est le premier projet utilisant une zone 2A avec granulométrie. Il s’agit d’une innovation en termes de conception de la zone 2 A. En 1980, J. L. Sherard a présenté le concept de zone 2A semi-perméable avec granulométrie et a suggéré une courbe de granulométrie du matériau de la zone 2A. La perméabilité de la zone 2A doit être comprise entre 10-3 cm/s et 10-4 cm/s et cette zone doit servir de deuxième ligne de contrôle de la percolation après la dalle du masque en béton. Au cours des dernières années, le nombre de grands barrages CFRD étant en hausse, la granulométrie de la zone 2A a également dû assurer une protection par filtrage des grains fins des sols amont éventuellement déversés afin de bloquer le passage de la percolation en cas de dommage de la dalle du masque. L’article souligne également que la zone de transition (zone 3A) doit assurer la protection des particules de la zone 2 A.

La détermination des zones du CFRD comprend principalement la zone

d’appui (2A), la zone de transition (3A), la zone d’enrochement amont (3B) et la zone d’enrochement aval (3C). D’amont en aval, le module de ces différentes zones diminue graduellement et la perméabilité augmente graduellement. En ce qui concerne les barrages peu et moyennement élevés, un enrochement peu résistant peut être utilisé dans la zone aval ou la norme de compactage de l’enrochement aval peut être réduite de manière appropriée. En ce qui concerne les barrages élevés, il convient de noter que la déformation de l’enrochement aval a des impacts importants sur les contraintes et déformations de la dalle du masque. Par conséquent, la zone 3C doit être limitée en aval de l’axe du barrage. La différence de module entre la zone 3B et la zone 3C doit être contrôlée.

Les barrages CFRD modernes possèdent une dalle de masque longue

construite par coffrage coulissant. La largeur normalement admise de la dalle du masque est de 12 à 18 m. Dans la zone des appuis, des dalles étroites (demi-largeur) sont généralement utilisées. De nos jours, avec le développement des coffrages coulissants sans trace, l’utilisation de dalles de largeur identique est de plus en plus fréquente et concerne certains barrages CFRD élevés construits dans des vallées fluviales étroites, notamment les barrages de Golillas (125 m, Colombie), Alto Anchicaya (140 m, Colombie) et Hongjiadu (179,5 m, Chine). En ce qui concerne l’épaisseur de la dalle du masque en béton, la formule généralement admise est T=0.3+H (m), dans laquelle est un coefficient (0,0020,003) et H la charge d’eau. Dans certains projets récents de barrages

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CFRD élevés, l’épaisseur minimale des dalles du masque dans certaines sections du lit de la rivière est augmentée pour atteindre 0,4 m afin d’éviter une rupture éventuelle de la dalle du masque après la mise en eau du réservoir, comme à Bakun (203,5 m, Malaisie), Karahnjukar (198 m, Islande) et Sanbanxi (185 m, Chine). Le long de l’axe du barrage, des joints verticaux permanents sont construits entre les dalles du masque. Les joints verticaux de la zone des appuis latéraux sont des joints de traction et les joints verticaux de la zone du lit du fleuve sont des joints de compression. Normalement, les joints de compression verticaux des sections du lit du fleuve ne contiennent pas de matériau de remplissage. Au cours des dernières années, plusieurs grands barrages CFRD d’une hauteur supérieure à 200 mètres ont présenté des ruptures de la dalle du masque après la mise en eau du réservoir. Il est donc recommandé de choisir plusieurs joints verticaux à remplir de matériau compressible afin de réduire la contrainte de compression des dalles du masque en béton. Si les dalles du masque ont été construites en plusieurs étapes, l’interface des dalles du masque est normalement traitée aux différentes étapes comme un joint de construction, c’est-à-dire par renforcement du joint et aucune structure ni aucun matériau servant de lame d’étanchéité n’est utilisé pour les joints. Avec l’augmentation de la hauteur du barrage, les dalles du masque sont soumises à des contraintes élevées dans le sens de l’inclinaison du barrage après la mise en eau du réservoir. Pour réduire ces contraintes élevées exercées sur les dalles du masque en béton, certains projets ont eu recours à des joints horizontaux souples pour les dalles du masque, comme à Karahnjuka et Shuibuya (233 m, Chine), avec un matériau de remplissage compressible et une lame d’étanchéité. Mais les effets de ces traitements n’ont pas encore été clairement démontrés.

La construction moderne de barrages CFRD se caractérise principalement

par le compactage des couches d’enrochement. Les paramètres de compactage comprennent l’épaisseur de la couche, le nombre de passages, le rouleau vibrant et la quantité d’eau ajoutée, qui sont généralement optimisés par des essais de remblai sur site. Le rouleau vibrant léger est moins efficace sur l’amélioration de la densité de l’enrochement même en augmentant le nombre de passages. Par conséquent, il est recommandé d’utiliser, en cas de grands barrages, un rouleau de compactage lourd (par exemple, rouleau vibrant automoteur de 20 tonnes ou rouleau percuteur). En effet, l’eau ajoutée pendant le compactage peut pénétrer par les bords des particules d’enrochement et contribuer à leur rupture. Le rouleau vibrant lourd présente l’avantage d’augmenter la densité de compactage de l’enrochement et d’accélérer sa déformation. La déformation destructrice postérieure à la construction est ainsi réduite et les performances de l’exploitation sont meilleures. Certains de ces principes ont été appliqués aux méthodes de construction de La Yesca au Mexique, Porce III, Quimbo et Sogamoso en Colombie, qui sont décrites par l’article R18.

La dalle du masque en béton des barrages élevés est souvent construite en

plusieurs phases. Pour éviter la séparation entre la dalle du masque et l’enrochement, le niveau de l’enrochement amont doit être plus élevé que la partie supérieure du masque de la dalle construit par étape (différence de hauteur

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suggérée de 10 à 20 m). Dans la pratique, il est recommandé pour les grands barrages construits en Chine de respecter un certain délai de tassement (3 à 6 mois) de l’enrochement amont avant la construction de la dalle du masque en béton. Cette mesure vise à améliorer l’état de contrainte des dalles du masque. En ce qui concerne le contrôle des fissures générées par l’écart de température et le retrait du béton, outre l’application d’additifs classiques tels qu’un agent réducteur d’eau, un adjuvant entraîneur d’air et un agent réducteur de retrait, la plupart des projets récents en Chine ont également eu recours à des mélanges de fibres de polypropylène, de fibres de polyacrylonitrile, à l’ajout de cendres volantes et de MgO dans le béton afin d’améliorer les propriétés de résistance du béton de la dalle de masque.

Le joint étanche constitue l’une des principales composantes, mais aussi le

point faible, du système de contrôle des fuites des barrages CFRD. Lors de la construction du barrage CFRD de Cethana, une structure à deux couches a été appliquée, avec une lame d’étanchéité en cuivre pour la couche inférieure et une lame d’étanchéité en caoutchouc pour la couche supérieure. La lame d’étanchéité en caoutchouc du barrage CFRD d’Alto Anchicaya ayant été arrachée en cours d’exploitation, le barrage CFRD de Foz do Areia (Brésil) a utilisé une structure de lame d’étanchéité à trois couches : une lame d’étanchéité en cuivre pour la couche inférieure, une lame d’étanchéité en PVC pour la couche intermédiaire et une lame d’étanchéité en mastic pour la couche supérieure. La structure de lame d’étanchéité utilisée à Foz do Areia s’est révélée très efficace et elle a également servi de référence à la structure des lames d’étanchéité des barrages CFRD modernes. A la suite de l’utilisation de la structure de lames d’étanchéité en trois couches à Foz do Areia, d’autres observations résultant de l’exploitation du barrage et d’essais en laboratoire ont démontré que le mastic ne pénétrait pas dans le joint comme prévu. Ce matériau de remplissage sans cohésion était donc utilisé au départ comme lame d’étanchéité auto-cicatrisante de la couche supérieure dans le barrage CFRD d’Aguamilpa. Cette structure a été également utilisée pour le barrage CFRD TSQ-1 en Chine. En raison de l’impossibilité de garantir la qualité de la construction de la lame d’étanchéité de la couche intermédiaire, la plupart des projets récents de barrages CFRD ont supprimé la lame d’étanchéité intermédiaire. Dans les projets de barrages CFRD récents, une nouvelle méthodologie de conception de la lame d’étanchéité repose sur la suppression de la lame intermédiaire et le renforcement de la lame d’étanchéité de la couche supérieure (lame d’étanchéité de surface). La conception de la lame d’étanchéité de surface est axée principalement sur le principe de plusieurs lames d’étanchéité indépendantes les unes des autres. Les conceptions typiques sont des structures de lames d’étanchéité, qui sont décrites par l’article R18.

Les barrages CFRD s’adaptent bien aux différentes conditions

topographiques et géologiques, notamment aux vallées fluviales étroites, aux appuis latéraux fortement inclinés, aux fondations alluviales profondes, etc. Les barrages de Golillas et d’Alto Anchicaya construits précédemment et, plus récemment, les barrages CFRD de Hongjiadu, Campos Novos et Mazar sont des barrages CFRD typiques construits dans des vallées étroites, avec un coefficient

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de forme de la vallée (A/H2) inférieur à 3,5. Les grands barrages CFRD construits dans des vallées étroites présentent les problèmes suivants : contrôle de la déformation de l’enrochement (notamment la déformation postérieure à la construction et la déformation différentielle à proximité des appuis latéraux), traitement de l’inclinaison élevée des appuis latéraux et excavation des fondations de la plinthe. Frossard et Nieto (R40) présentent le cas du barrage CFRD de Mazar (185 m) en Equateur, situé dans une vallée étroite profonde, avec un appui latéral de droite vertical. En raison des conditions défavorables du site, il existe des risques de cisaillement concentré de l’enrochement à proximité de l’appui latéral et de développement de contraintes de compression de l’enrochement dans la section du lit de la rivière. Les mesures appliquées comprennent la diminution de la pente de l’enrochement par des excavations pour la ramener à 2 h /3 v pour les 50 premiers mètres sous la dalle en béton et l’acceptation d’une structure de lame d’étanchéité avec plusieurs éléments d’étanchéité.

Lorsque le site d’un barrage offre des conditions topographiques

défavorables, l’alignement de la plinthe peut présenter des difficultés. La construction d’un mur de soutènement élevé peut contribuer à résoudre le problème. Dans ce type de configuration, le critère majeur consiste à maintenir la stabilité du mur de soutènement. Pour la construction du barrage CFRD de Machadinho (125 m) au Brésil, plusieurs murs de soutènement ont été mis en œuvre dans l’alignement de la plinthe. La stabilité du mur est assurée par la tige d’ancrage et le système de drainage. Sur le site du barrage CFRD de Yacambu au Venezuela (160,5 m), un mur de soutènement en béton d’une hauteur de 55 m a été construit au pied amont du barrage afin d’éviter de traverser une faille active. Sur le barrage CFRD de Xiliushui (146,5 m) en Chine, un mur de soutènement de 39,8 m de hauteur a été édifié en amont. Deux murs de soutènement ont été construits sur les rives droite et gauche du barrage CFRD de Gongboxia (139 m) en Chine. La hauteur maximale du mur est de 50 m. Le barrage CFRD de Bakun en Malaisie a également utilisé un mur de soutènement pour s’adapter aux conditions topographiques locales. Sur le barrage CFRD Karahnjukar en Islande, un mur de 50 mètres de hauteur a été construit dans la section de la vallée profonde et la dalle du masque est reliée à la partie supérieure de ce mur de soutènement.

Les expériences et leçons des projets précédents soulignent que le contrôle

de la déformation de l’enrochement constitue le problème majeur de la conception et de la construction de grands barrages CFRD. Les contraintes exercées sur les dalles du masque et les mouvements des joints sont toujours liés à la déformation de l’enrochement. Par conséquent, les principes de contrôle et de coordination de la déformation sont proposés dans la conception et la construction de grands barrages en enrochement. Ce concept est axé principalement sur deux points, à savoir la diminution de la déformation globale de l’enrochement et la coordination de la déformation différentielle des différentes parties.

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1. La déformation de l’enrochement est directement liée aux propriétés de l’enrochement, à sa granulométrie et sa densité de compactage, à la hauteur du barrage, la forme de la vallée, etc. Ces facteurs doivent être intégrés et pris en compte dans le contrôle de la déformation de l’enrochement des barrages CFRD.

2. Un matériau d’enrochement présentant une faible compressibilité et une granulométrie satisfaisante doit être sélectionné pour les grands barrages. La densité de compactage doit être contrôlée strictement afin de réduire le degré de déformation global de l’enrochement.

3. Le zonage des matériaux doit être effectué correctement en vue de coordonner les déformations des différentes parties du barrage.

4. Les étapes de la construction de l’enrochement et de la dalle du masque doivent être bien organisées afin de disposer d’un délai suffisant pour stabiliser la déformation de l’enrochement amont.

2.3. LE BARRAGE EN ENROCHEMENT AVEC NOYAU (OU MASQUE AMONT) EN BÉTON

BITUMINEUX (ACRD OU AFRD)

Le barrage en enrochement avec noyau (ou masque amont) en béton bitumineux présente les avantages suivants : capacité d’étanchéité, adaptabilité à la déformation, résistance aux tremblements de terre et sécurité de la structure. Il s’agit de l’un des principaux types de barrages en enrochement. Avec l’évolution des technologies de construction, de plus en plus de barrages ACRD ou AFRD ont été construits à travers le monde.

Le premier projet de barrage en enrochement avec masque amont en béton

bitumineux est le barrage de Diga di Codelago (Italie) construit en Italie, dont la hauteur atteint 18 mètres. En 1934, le barrage avec masque amont en béton bitumineux d’El Ghrib (Algérie), qui atteint 58 mètres de hauteur, a fait l’objet d’une vérification complète après 18 ans d’exploitation. La fiabilité et la durabilité du masque en béton bitumineux ont été démontrées. Les résultats de ce contrôle ont contribué au développement rapide des barrages AFRD et ACRD construits par la suite.

L’utilisation du béton bitumineux imperméable pour le noyau des barrages

en enrochement est plus tardive que celle du béton bitumineux pour le masque amont. L’observation attentive des performances des premiers barrages ACRD construits et des essais en laboratoire concluants ont permis d’établir que la différence de contraintes de cisaillement entre le noyau en béton bitumineux et le noyau traditionnel en terre est relativement faible. Par conséquent, les noyaux en béton bitumineux des grands barrages ACRD ne peuvent pas exercer, sur le corps du barrage, des pressions latérales supérieures à celle du noyau en terre des barrages ECRD. Il est souligné par le bulletin 42 de la CIGB (Noyau

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bitumineux pour barrages en terre et en enrochement) que les barrages ACRD sont adaptés à la construction de grands barrages à l’avenir.

Le développement des barrages ACRD remonte à plus d’un demi-siècle. Le

premier barrage ACRD a été construit en 1948 et présentait une hauteur de 45 m (Vale de Caio, Portugal). Le premier barrage ACRD construit par compactage mécanique a été édifié en 1962, avec une hauteur de 35 m (Kleine Dhuenn, Allemagne). Jusqu’en 2010, 129 barrages ACRD ont été construits dans le monde entier. Les projets les plus représentatifs comprennent le barrage ACRD de Storglomvatn en Norvège (128 m de hauteur), de Finstertal en Autriche (150 m de hauteur) et de Yele en Chine (126 m de hauteur, avec fondations alluviales de plus de 420 mètres de profondeur). Le plus grand barrage ACRD en construction est celui de Quxue en Chine, qui mesure 170 m de hauteur.

En ce qui concerne les barrages AFRD, deux types de conception de la

section sont normalement appliqués aux structures du masque en béton bitumineux, à savoir la section simple et la section complexe. S’agissant de la section simple, la disposition des différentes couches, de l’intérieur vers l’extérieur est la suivante : couche d’appui (60-100 cm), couche cimentée de régulation (6-10 cm), couche imperméable (5-7 cm) et couche d’étanchéité (2 mm). Dans la section complexe, la couche imperméable est séparée en deux couches. Une couche de drainage est disposée entre la couche imperméable supérieure et la couche imperméable inférieure. La section complexe est généralement utilisée dans une zone importante comme le fond du réservoir, la galerie du haut et la partie à la jonction avec le masque du barrage.

Les conceptions structurelles des barrages ACRD comprennent le noyau

incliné ou le noyau vertical. La comparaison des performances relevées et l’analyse numérique des deux conceptions démontrent qu’il n’existe pas de différence significative entre les contraintes et déformations du noyau en béton bitumineux. Si l’on prend en compte la forme structurelle simple et l’aspect pratique de la construction, le noyau vertical est bien accepté. L’épaisseur du noyau en béton bitumineux varie de 0,5 à 1,2 m et décroît normalement entre la partie inférieure et la partie supérieure du barrage.

Il existe deux types de méthodes de construction du noyau en béton

bitumineux, à savoir la méthode par coulage et la méthode par compactage. Les méthodes d’ingénierie appliquées dans le monde privilégient la méthode de compactage pour la plupart des grands barrages ACRD avec noyau en béton bitumineux. Mais cela ne signifie pas que la méthode de coulage ne convienne pas à la construction de barrages élevés. Au contraire, elle présente des atouts considérables dans les conditions climatiques difficiles. Аlexandr Volynchikov (R25) présente des cas représentatifs de projets de barrages ACRD construits dans ces conditions, la température la plus basse atteignant -38C.

Quatre (4) articles sont consacrés à des exemples récents de construction

de barrages ACRD. Oleksandr Vaynberg et Iurii Landau (R13) proposent une

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nouvelle conception du noyau en béton bitumineux, dans laquelle le noyau en béton bitumineux composite est constitué de dalles préfabriquées en béton renforcé sur les faces amont et aval et de béton bitumineux coulé entre les dalles. Les faces externes des dalles sont recouvertes par des géomembranes imperméables. Un autre type de noyau en béton bitumineux utilise une feuille de métal comme coffrage amont et aval pour le noyau. La surface extérieure de la feuille de métal est recouverte d’un film imperméable. Ces conceptions innovantes peuvent améliorer les conditions d’exploitation et l’état de contrainte-déformation du noyau en béton bitumineux, en évitant l’extrusion du béton bitumineux dans les couches de transition en cas de contraintes élevées du noyau et en renforçant la fiabilité de l’étanchéité par l’ajout d’éléments imperméables. L’utilisation de géotextiles à la surface du noyau en béton bitumineux diminue son frottement avec l’enrochement environnant, ce qui a un effet positif sur l’état de contrainte-déformation du noyau dans la mesure où cela empêche le noyau en béton bitumineux d’être suspendu aux recharges d’appui du barrage. La nouvelle conception du noyau en béton bitumineux composite utilisant des dalles de béton préfabriquées a été proposée pour un projet de grand barrage ACRD de 230 mètres de hauteur. Le barrage en question est situé dans une zone de pergélisol présentant des conditions climatiques très rudes (avec une température moyenne annuelle de -10,5C) et une forte sismicité. Une analyse numérique a été effectuée pour étudier les conditions thermiques et l’état de contrainte-déformation du barrage, en tenant compte du déroulement de la construction du barrage et de la mise en eau du réservoir pendant la construction, mais aussi de l’exploitation avec l’eau alimentée régulièrement par le réservoir. Les calculs ont démontré un état de contrainte-déformation favorable du noyau en béton bitumineux sans contrainte d’étirement ainsi qu’une résistance et une stabilité globales du barrage.

Avec les progrès techniques réalisés dans la conception et la construction,

un nombre croissant de projets adoptent le barrage ACRD. Vlad Alicescu, et al, (R29) présente le complexe hydroélectrique de La Romaine, sur la Côte-Nord du fleuve Saint-Laurent au Québec (Canada). Le projet est constitué de 4 centrales hydroélectriques représentant une puissance installée totale de 1550 MW. Après avoir comparé différents types de barrages, le barrage ACRD a été retenu pour les sites Romaine 1 et Romaine 2. Le mélange de béton bitumineux était conforme aux exigences suivantes : teneur en vides sur des échantillons en laboratoire selon la méthode Marshall < 2,0 %, indice de perméabilité ≤ 10-11 cm/s, stabilité selon la méthode Marshall > 2500 N. Le béton bitumineux a été posé et compacté à raison de trois couches par jour maximum, d’une épaisseur de 22,5 cm. In situ, la teneur en vides est inférieure 3 %.

Le barrage Romaine-2 est un barrage en enrochement avec noyau en

béton bitumineux, d’une hauteur de 112 mètres directement dans l’axe et de 130 mètres mesurés juste en amont de l’axe. Marc Smith (R31) propose une méthode d’utilisation des déformations de l’enrochement pour évaluer le module constant E. On suppose que des contraintes constantes de 1/K0 dominent dans les emplacements faisant l’objet de calculs Erc des modules d’enrochement. Les

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valeurs Erc calculées sont donc supposées correspondre aux modules œdométriques M. Cette approche permet d’évaluer de manière plus représentative le rapport contrainte-déformation, car les valeurs Erc incluent implicitement les effets qui ne peuvent pas être reproduits par des essais standards en laboratoire. Selon l’analyse des éléments finis, il existe une correspondance satisfaisante entre les tassements mesurés et les tassements calculés à la fin des périodes de construction de 2012 et 2013. Les écarts étaient dus principalement à la variabilité des propriétés de l’enrochement dont il n’avait pas été tenu compte et aux cheminements des contraintes à proximité de la pente du barrage, ce qui n’est pas conforme aux hypothèses liées à la détermination des modules œdométriques. L’approche proposée permet une représentation suffisamment précise des principaux schémas de tassement pour évaluer le comportement du barrage Romaine-2 pendant la construction.

P. Sembenelli (R34) présente la conception, la construction et les

spécifications techniques du barrage ACRD de Zarema May Day dam, qui mesure 152 mètres de hauteur et qui est en cours de construction dans la région du Tigray, au nord de l’Éthiopie. Le noyau en béton bitumineux est construit par compactage au rouleau, à une hauteur de 137 m et il est situé sur la face amont du centre du barrage. Entre la partie supérieure du noyau en béton bitumineux et la crête du barrage, l’étanchéité du barrage est assurée par un revêtement géosynthétique (membrane en polychlorure de vinyle et géotextile non tissé en polypropylène).

Près de soixante-dix barrages ACRD ont été construits en Chine au cours

des quarante dernières années. Parmi ces barrages, les noyaux en béton bitumineux construits par compactage au rouleau représentent 51 % de l’ensemble des barrages ACRD. Le barrage ACRD avec noyau en béton bitumineux compacté au rouleau le plus élevé est celui de Quxue, qui mesure 170 m de hauteur. Le barrage de 63 m de Xiaoxiboti est le barrage le plus élevé avec noyau en béton bitumineux coulé. Certains barrages ACRD ont été construits sur des fondations alluviales profondes. Le projet le plus représentatif est celui de Yele dont les fondations alluviales atteignent plus de 420 m de profondeur. En ce qui concerne les barrages avec masque amont en béton bitumineux (AFRD), cinq réservoirs à réserve pompée avec revêtements en béton bitumineux ont été construits en Chine. Le projet le plus récent est le réservoir amont de la station de pompage-turbinage de Hohohot, dans laquelle la température extrême la plus basse atteint - 41.8C et pour laquelle un béton bitumineux modifié par SBS a été utilisé pour la couche imperméable du béton bitumineux en raison des températures très basses.

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2.4. LES BARRAGES EN ENROCHEMENT AVEC DISPOSITIF D’ÉTANCHÉITÉ PAR

GÉOMEMBRANE

La géomembrane est un type de matériau composite disposant de très bonnes propriétés d’étanchéité. Sa perméabilité est nettement inférieure à celle des barrières d’étanchéité traditionnelles. Avec l’évolution de l’industrie des matériaux, la géomembrane a été de plus en plus employée dans l’ingénierie des barrages. C’est en 1959 que l’on a commencé à utiliser les géomembranes dans les barrages en remblai, pour les nouvelles constructions ou comme couverture. Après plus d’un demi-siècle de développement, la conception et la construction du système de géomembrane ont évolué et ont été largement appliquées à la construction et à la remise en état de barrages.

L’article d’Alberto M. Scuero et al (R14) présente l’état de l’art dans le

domaine des barrières d’étanchéité par géomembrane des nouveaux barrages en enrochement et décrit les différentes configurations qui peuvent être adoptées : géomembrane exposée en amont, géomembrane couverte en amont ou géomembrane centrale. Les atouts majeurs des géomembranes dans les barrages en enrochement résident dans leurs propriétés exceptionnelles d’allongement, qui leur permettent de résister à des tassements, des mouvements différentiels et des secousses sismiques qui détruiraient des barrières d’étanchéité traditionnelles.

Plusieurs projets utilisant le système de géomembrane exposée en amont

ont été réalisés ou sont en cours de construction, notamment le barrage GFRD de Nam Ou VI (Laos) qui mesure 88 m de hauteur. Le revêtement synthétique étanche et flexible est installé sur la face amont du barrage afin de constituer ce qu’on appelle un barrage en enrochement avec dispositif d’étanchéité par géomembrane (GFRD). Le concept consiste à fournir un système très déformable capable d’accepter des tassements importants et des mouvements différentiels entre le corps déformable du barrage et les ouvrages annexes en béton. Le matériau géocomposite doit avoir un système d’ancrage au corps du barrage afin de ne pas être arraché par le vent et les vagues et de pouvoir supporter des déformations importantes.

En cas d’application du système de géomembrane couverte en amont, le

matériau géocomposite étanche doit être ancré dans la couche supérieure afin de ne pas être arraché, cette couche lui servant également de bouclier permanent contre les agressions environnementales.

Le système de géomembrane peut être également installé comme dispositif

d’étanchéité à l’intérieur d’un barrage en remblai. Le noyau étanche est constitué d’une géomembrane en PVC flexible d’une épaisseur de 3,5 mm, enserrée entre deux géotextiles anti-perforations qui la protègent contre les dommages lors de la

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pose des couches granulaires. La géomembrane est installée en zigzag, de la base jusqu’à la crête.

Une géomembrane synthétique préfabriquée peut être également utilisée

comme dispositif de réparation afin de rétablir l’étanchéité de dalles fissurées du masque ou de joints défectueux. Francisco Cristobal et al (R35) étudie un cas de réparation de dalles du masque du barrage CFRD de Turimiquire au Venezuela par l’utilisation d’un système de géomembrane. En raison de ses propriétés d’allongement, le système de géomembrane peut résister à des mouvements différentiels qui entraîneraient des fissures des dalles en béton et/ou la défaillance des lames d’étanchéité intégrées. Par conséquent, les géomembranes sont de plus en plus utilisées pour la réparation de grands barrages CFRD. Si elles sont correctement formulées et disposent de l’épaisseur adéquate (> 2,5 mm), elles sont capables de résister à l’exposition aux UV, afin de garantir leur durabilité et leurs performances à long terme. L’utilisation de géomembranes en chlorure de polyvinyle (PVC), autorisant un allongement supérieur à 230 % dans les 3 dimensions, permet d’assurer une réparation efficace à long terme y compris en cas de mouvements importants. Lors de la réparation du barrage CFRD de Turimiquire, une géogrille a été installée sur les deux zones à recouvrir. Ce matériau dispose de propriétés de résistance à la tension qui lui permettent de supporter des charges élevées. Il peut donc servir de support très robuste au matériau composite au-dessus de cavités, lui évitant de s’effondrer à l’intérieur de ces dernières sous la charge élevée de l’eau. 2.5. ASPECT SISMIQUE DES BARRAGES EN ENROCHEMENT

Les barrages en enrochement dont la construction fait appel aux technologies modernes ont une résistance élevée aux tremblements de terre, notamment les barrages CFRD et ACRD. Le projet représentatif le plus récent est le barrage CFRD de Zipingpu en Chine (hauteur du barrage de 156 m) qui a connu un fort séisme en 2008 (8,0 sur l’échelle de Richter) en 2008. Habituellement, seuls les tremblements de terre d’une magnitude supérieure à 5,5 peuvent causer des dommages à des barrages en enrochement conçus et construits correctement. Martin Wieland et R. Peter Brenner (R16) traitent des performances des barrages en enrochement et de leurs réactions à plusieurs risques sismiques. De manière générale, les risques sismiques varient fortement en fonction des conditions du site du barrage, c’est-à-dire des conditions topographiques et géologiques, de la présence de failles actives dans la région, de la distance du site du barrage par rapport à ces zones d’activité sismique, des matériaux utilisés pour la construction du barrage et de la qualité de la construction. La plupart des défaillances de barrages sous l’action sismique résultent d’une conception et de méthodes de construction inadaptées. Il est donc très important de s’assurer que les critères de conception et la construction d’un

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barrage en remblai sont définis correctement afin de réduire la probabilité de défaillance.

Le bulletin 148 de la CIGB décrit les critères de performances généraux en

termes de sécurité des barrages et les composants et équipement pertinents, notamment les performances du corps du barrage pendant un séisme de base d’exploitation (OBE) et un séisme d’évaluation de la sécurité (SEE).

Les critères de conception et de construction recommandés par la CIGB pour la résistance sismique des barrages en remblai sont les suivants :

Les fondations doivent être excavées dans des matériaux très denses ou de

la roche. Il est également possible de densifier les sédiments des fondations ou de les supprimer et de les remplacer par des matériaux hautement compactés afin d’éviter la liquéfaction ou la perte de résistance ;

Il ne faut pas utiliser de matériaux de remblai ayant tendance à générer des pressions interstitielles importantes lors de secousses importantes ;

Toutes les zones du remblai doivent être fortement compactées afin d’éviter des tassements excessifs pendant un tremblement de terre ;

Tous les barrages en remblai, notamment les barrages homogènes, doivent disposer de zones de drainage interne à haute capacité afin d’intercepter les infiltrations provenant de la fissuration transversale causée par les tremblements de terre et de garantir que les zones de remblai conçues pour ne pas être saturées, le restent, y compris après un événement ayant entraîné une fissuration ;

Des filtres doivent être prévus pour l’enrochement fracturé des fondations afin d’éviter la formation de renard dans le matériau d’enrochement des fondations ;

Des zones étendues de filtrage et de drainage doivent être utilisées ; Les zones de transition amont et/ou aval doivent être « à régénération

spontanée » et disposer d’une granulométrie permettant de réparer les fissures à l’intérieur du noyau ;

Une revanche suffisante doit être fournie afin de couvrir les tassements susceptibles de survenir pendant le tremblement de terre et les vagues éventuelles dans le réservoir résultant de mouvements de masse, etc.

La fissuration de la crête étant possible, la largeur de cette dernière doit être supérieure à la normale afin de prolonger le chemin d’écoulement dans les fissures transversales qui peuvent se former pendant les tremblements de terre ;

Dans l’analyse de la stabilité d’un barrage en enrochement, la méthode

sismique est une méthode simple et pratique d’évaluation des performances sismiques. Hiroyuki Sato et al (R2) présente les résultats de l’analyse de la stabilité selon la méthode du coefficient sismique modifié, appliquée aux barrages en enrochement au Japon. Les coefficients de révision de la force sismique proposés dépendent de la hauteur du barrage afin de tenir compte du

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comportement non linéaire des grands barrages en enrochement pendant les tremblements de terre alors que les coefficients de force sismique du « Projet de directives pour la conception sismique des barrages en remblai » au Japon ne tiennent pas compte de la hauteur du barrage. On constate que, dans le cas de barrage de faible hauteur, le coefficient de force sismique révisé qui est proposé est identique à celui du Projet de directives et que pour les barrages élevés, il a tendance à être inférieur à celui du Projet de directives. Les critères de sécurité minimaux des 12 grands barrages utilisant les coefficients de force sismique révisés sont donc relativement plus importants que ceux du Projet de directives.

Il convient de noter que, dans le cas des barrages en enrochement élevés, l’évaluation de la sécurité du barrage sous l’action d’un tremblement de terre doit être réalisée à partir de méthodes d’analyse dynamiques.

3. L’ÉROSION INTERNE L’érosion interne constitue l’une des principales causes des incidents et

défaillances des barrages en remblai. Elle est due à la percolation de l’eau à travers les structures ou fondations du remblai. Lorsqu’il existe une charge d’eau entre la partie amont et la partie aval, il se produit une percolation dans la structure du remblai. Lorsque le gradient de percolation (J) est supérieur au gradient critique du sol (Jc), une défaillance causée par la percolation se produit en raison de différents types d’érosion.

De manière générale, l’érosion du sol commence toujours par une

infiltration. Si l’érosion n’est pas contrôlée au moment de la fuite, elle va continuer à se développer dans le sol et aboutir à l’effondrement de la structure. Une couche filtrante peut prévenir avec efficacité l’érosion des grains fins à l’endroit de l’infiltration et elle assure également une fonction de drainage. L’utilisation d’une couche de filtre évitant les infiltrations constitue donc une mesure de prévention efficace de l’érosion interne.

En cas de sol non cohérent, si l’homogénéité du sol présente un coefficient

d’uniformité est inférieur à 58, la conception de la couche de filtre obéit au critère de Terzaghi. Si le sol n’est pas homogène et présente un coefficient d’uniformité supérieur à 58, la conception du filtre doit respecter le principe d’absence d’érosion des grains fins d’une dimension inférieure à 5 mm pour protéger le sol. Le coefficient entre les couches est calculé en fonction de la dimension des grains fins du sol protégé contre l’érosion. Il peut être également déterminé selon le principe de Terzaghi. Mais les résultats doivent être contrôlés par un essai en laboratoire. En présence d’un sol cohérent, le filtre de la première couche est déterminé selon la teneur de grains d’une dimension inférieure à 0,075 mm. Pour un sol graveleux avec une granulométrie étendue, il n’existe pas de méthodes

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standards de conception de la couche de filtre. Elle doit faire l’objet d’une étude au cas par cas.

Les sols graveleux présentent généralement diverses granulométries.

Même s’ils contiennent des grains de la taille de l’argile, comme pour le matériau de remblai, ils font toujours partie des sols non plastiques ou faiblement plastiques. La conception du filtre doit donc respecter le principe de protection des grains fins du sol.

De multiples facteurs affectent les propriétés de déformation par percolation

des sols graveleux. Outre la granulométrie, la densité, l’état de contraintes, la protection contre l’infiltration a également une incidence importante sur les propriétés d’érosion interne des sols graveleux. Le mélange de sable, de gravier et de grains fins disposant d’une granulométrie satisfaisante présente une bonne capacité de résistance à l’érosion. Si la teneur en particules de plus de 5 mm est inférieure à 50 %, si la teneur en grains fins (dimension inférieure à 0,075 mm) est inférieure à 15 % et si le sol est correctement compacté, le mode de défaillance d’un sol graveleux sera le débit de la masse totale. Il aura un gradient hydraulique critique relativement élevé. En raison de la variabilité de la granulométrie, la conception du filtre ne peut pas reposer entièrement sur des calculs. Elle doit être contrôlée par des essais en laboratoire.

Lorsque des fissures se forment dans le noyau en terre, le gradient

hydraulique augmente au niveau de l’infiltration. Il est recommandé de tenir compte de la présence éventuelle de fissures dans la conception de filtres pour les grands barrages ECRD.

Neuf (9) articles ont été consacrés à l’érosion interne des barrages en

remblai. L’article rédigé par Alfredo Granados et al (R3) est consacré à une expérience de traitement des fondations d’un barrage ECRD par un revêtement en béton à l’interface noyau-fondations. Il décrit également les caractéristiques des fondations, les critères de conception et l’évaluation des performances du revêtement pendant la mise en eau. Pour les fondations d’un barrage ECRD, le risque d’érosion de contact au niveau de l’interface noyau-fondations augmente si le système de joints principal de l’assise rocheuse est orthogonal par rapport à l’axe du barrage. Dans ce cas, l’infiltration le long des joints de la roche peut être à l’origine d’un processus d’érosion interne majeur. La mise en place d’un revêtement en béton qui sert de barrière pour séparer le noyau en terre de l’assise rocheuse et de joints permet de prévenir ce processus. Un contrôle satisfaisant des fondations rocheuses est essentiel.

Hans Ronnqvist et al (R5) décrivent l’approche graphique unifiée pour

l’évaluation de la possibilité d’érosion interne des barrages existants. Par ailleurs, ils rapportent une étude de cas du barrage de Grundsjön en Suède ainsi qu’une évaluation de sa doline survenue en 1990 en utilisant l’approche graphique unifiée. Cette méthode repose sur l’étude de 80 barrages en remblai. Elle associe

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deux caractéristiques de granulométrie du filtre, à savoir le potentiel de stabilité interne et la capacité de rétention du sol. Après comparaison avec les performances des 80 barrages en remblai existants, dont 23 qui auraient connu une érosion interne sous une forme quelconque, ces caractéristiques du filtre se sont révélées en rapport avec les défaillances liées à l’érosion interne. Par conséquent, dans les pratiques de génie civil, la méthode peut servir d’outil d’évaluation de la susceptibilité de l’ouvrage de subir une érosion interne.

L’article de Ricardo Correia Dos Santos et al (R8) décrit deux types d’essais

de laboratoire visant à étudier les phénomènes liés à l’érosion interne des sols des barrages en remblai zonés. Le premier essai est un Essai d’érosion par limitation de débit (FLET) qui consiste à étudier l’influence isolée de l’action de limitation du débit en raison de la présence de matériaux situés en amont du noyau. Le second est un essai d’érosion par remplissage des fissures (CFET), qui consiste à évaluer la capacité de remplissage des fissures par des particules d’érosion des matériaux granulaires situés en amont du noyau. Les résultats d’une série d’essais ont démontré que l’action de limitation du débit dépend de la granulométrie, de la plasticité et des caractéristiques de compactage du sol amont. Le remplissage des fissures par des sols granulaires dépend principalement de la compatibilité entre les matériaux lavés provenant du sol amont et le filtre aval. De manière générale, la possibilité qu’une action de remplissage des fissures intervienne augmente en cas de teneur élevée en sable et faible en particules fines du sol amont, associée à un diamètre réel inférieur des grains D15F du filtre.

Dans le cadre de l’analyse de la probabilité de défaillance par érosion

interne, Des Hartford et P-Y Hicher (R20) remettent en question le bien-fondé d’une probabilité de défaillance « annualisée ». Ils proposent plutôt une approche de « changement d’état » dans le temps afin d’estimer la probabilité de défaillance en fonction de l’évolution de la densité dans le temps suite à la dispersion de particules. Au niveau de la microstructure, un modèle fondé sur la théorie a été proposé afin de prévoir le comportement mécanique des matériaux soumis à ce type de changement d’état physique survenant au cours de l’érosion interne de type suffusion des barrages.

S’agissant de la conception du filtre des barrages en remblai, K. R. Leggee

et al (R22) proposent un système de filtre composite en géotextile de type non-tissé utilisé conjointement avec un filtre granulaire. Attendu que le filtre géotextile et le filtre granulaire présentent des fonctions différentes, l’association des deux matériaux permet d’exploiter les avantages du géotextile pour renforcer la fiabilité à long terme du filtre granulaire, au niveau duquel le géotextile permet d’augmenter le taux de fissures concentrées capables de se colmater par elles-mêmes tout en maintenant le bon état de propreté du composant granulaire du filtre.

En ce qui concerne la remise en état de barrages existants qui présentent

un risque d’érosion interne, Ake Nilsson et al (R28) présente un cas

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d’amélioration de la sécurité d’un barrage en remblai en terre situé en Suède, dont le dispositif d’étanchéité est assuré par des palplanches en bois. Les observations résultant de l’exploitation récente du barrage ont démontré une détérioration constante significative de la fonction d’étanchéité des palplanches en bois. Il y a lieu de penser qu’une forte pression d’eau interstitielle au niveau de la recharge du barrage est à l’origine de l’érosion interne commençant par la fine couche de transition de matériaux grossiers entre la moraine argileuse et le remblai en enrochement le long du pied aval du barrage. Une berme en enrochement grossier a été construite à titre de mesure corrective contre la pente aval.Elle permettra de disposer du délai nécessaire au colmatage du barrage par lui-même. Une mesure supplémentaire consiste à construire un drainage vertical, avec matériau de filtrage, afin de réduire la pression interstitielle.

Jean-Jacques Fry, et al, (R32) présentent quelques résultats des

programmes de recherche nationaux sur la diminution du risque d’érosion interne en France, notamment des études sur le mécanisme de l’érosion interne à partir d’essais en laboratoire, sur la méthode de détection de l’érosion interne éventuelle d’un site et sur les mesures d’ingénierie visant à limiter le risque d’érosion interne. De manière générale, en raison des conditions variables des sites, le choix des mesures de génie civil doit reposer sur une analyse complète de chaque projet.

Jean-Jacques Fry, et al, (R39) présentent un essai de modélisation à

grande échelle sur l’érosion de contact entre des fondations graveleuses et un noyau limoneux afin de vérifier l’endroit où une défaillance ne peut pas se produire. En matière de mesures correctives, deux innovations récentes reposant sur des traitements non intrusifs sont présentées. Le premier type de traitement consiste à mélanger le sol en place avec un liant afin de former des parois continues, de renforcer la résistance géotechnique et de servir de mur parafouille hydraulique du remblai. Le second type de traitement réside dans une technologie émergente de consolidation d’une large gamme de sols appelée « bio-injection ».

Attendu que l’érosion interne des structures de remblai n’est pas visible et

qu’elle est difficile à détecter avant la défaillance, la méthode de diagnostic précoce de l’érosion interne éventuelle a son importance dans l’évaluation de la sécurité des barrages en remblai. Yves-Laurent Beck, et al (R11) décrivent les principes d’utilisation de la fibre optique pour contrôler les comportements hydrauliques et mécaniques des remblais et présentent les résultats de cette technologie sur des sites réellement contrôlés. En raison des avantages qu’offre la répartition des mesures, la fibre optique est de plus en plus utilisée dans les vérifications de la sécurité des barrages, notamment pour la détection de l’érosion interne.

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4. LES FONDATIONS DES BARRAGES EN REMBLAI

De manière générale, les barrages en remblai s’adaptent relativement bien aux différentes conditions des fondations. Les principaux paramètres relatifs aux fondations sont la stabilité, la capacité portante (déformation) et les mesures de contrôle de la percolation. Dans la plupart des barrages en remblai, des fondations constituées de couches d’argile tendre ne sont pas adaptées. Elles doivent être excavées. Les types les plus répandus de fondations sont les alluvions du lit de la rivière et les roches présentant des altérations. Dans le cas d’alluvions sablo-graveleuses sans argile tendre ni sable fin liquéfiable, la stabilité et la capacité portante sont généralement suffisantes pour la construction de barrages. En ce qui concerne les fondations en enrochement, après avoir éliminé totalement les roches présentant des altérations et une partie des roches présentant des altérations importantes, les fondations sont adaptées à la construction d’un barrage. Dans ce type de fondations, le traitement principal consiste à contrôler la percolation. Un contrôle inapproprié de la percolation peut entraîner une défaillance due aux infiltrations et compromettre la sécurité du barrage. Alfredo Granados (R3) présente un cas de projet de barrage ECRD en Espagne, qui utilise un revêtement en béton pour le traitement de l’interface entre les fondations du lit de la rivière et le noyau en terre.

En génie civil, les mesures de base de contrôle de la percolation des

fondations alluviales sont les suivantes : tapis amont, divers parafouilles verticaux avec filtre et drainage aval. Le choix des mesures de traitement dépend des exigences et des caractéristiques des fondations. En cas de grands barrages, une méthode de contrôle de la percolation verticale est généralement adoptée. L’application de mesures de contrôle de la percolation verticale permet de bloquer efficacement la percolation dans les fondations alluviales. Par conséquent, le contrôle de la percolation verticale, associé à un filtre et un drainage aval, protège les fondations et le barrage des dommages de l’érosion due à la percolation. Dans certains cas, l’utilisation d’une couche de dépôts de sédiments et d’argile naturelle formant un tapis horizontal peut aussi servir de mesure auxiliaire.

Dans les grands barrages avec des fondations alluviales profondes, l’une

des mesures de contrôle de la percolation verticale réside dans l’excavation des couches alluviales situées sous le noyau en terre et les zones de filtrage et l’emplacement du noyau en terre et des zones de filtrage sur le lit de la rivière. Une autre méthode consiste à construire une paroi moulée. En raison de son intérêt sur le plan du traitement des fondations alluviales, la paroi moulée est très utilisée dans divers projets. Grâce aux expériences et progrès enregistrés en mécanique et dans les technologies de construction, les parois moulées sont de plus en plus développées.

Si les fondations de la roche présentent des couches perméables, des

fissures érodables ou des cavités, il est nécessaire de mettre en place un rideau d’étanchéité ou un rideau d’étanchéité associé à une étanchéité de consolidation.

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Normalement, des critères de de 3 à 5 Lu sont généralement admis par la plupart des projets comme constituant une couche relativement imperméable.

Pour la construction de grands barrages en enrochement avec noyau en

terre ou en béton bitumineux, l’étanchéité des fondations peut prendre plus de temps et retarder la construction. La galerie construite au pied du barrage peut avoir différentes finalités notamment l’étanchéité, la surveillance et l’inspection.

Le contrôle de la percolation de dérivation dans les appuis latéraux implique

l’extension du tapis d’étanchéité à une certaine profondeur de la montagne. La zone du rideau d’étanchéité est déterminée selon trois principes : 1. Le rideau s’étend à l’intersection entre le niveau normal de stockage de

l’eau du réservoir et du niveau de la nappe phréatique avant la mise en eau du réservoir.

2. Le rideau s’étend à l’intersection entre le niveau normal de stockage de l’eau du réservoir et la couche relativement imperméable des appuis latéraux.

3. La zone du rideau est déterminée par l’analyse de la percolation, selon les exigences relatives au contrôle de la percolation.

En ce qui concerne l’étanchéité déterminée selon les deux premiers

principes, on considère que le rideau est fermé. Mais lorsque le rideau a tendance à être trop long ou trop profond, la zone peut être définie selon le troisième principe. En cas d’étanchéité par un rideau sous une paroi moulée, le même principe peut s’appliquer.

Dans le cas de barrages CFRD construits sur des alluvions profondes, si

aucune couche spécifique défavorable n’est présente dans l’alluvion, la plinthe est placée directement sur les fondations alluviales au moyen d’une paroi moulée reliée à la plinthe et à la dalle du masque afin de faire totalement obstacle à la percolation. Il s’agit d’une solution simple et économique. Plusieurs barrages CFRD de ce type ont été construits dans le monde, notamment à Santa Juna (barrage de 103,6 m de hauteur et profondeur alluviale de 30 m), Paclaro (barrage de 83 m de hauteur et profondeur alluviale de 113 m) au Chili et Dhauliganga (barrage de 56 m de hauteur et profondeur alluviale de 70 m) en Inde. Le barrage CFRD le plus haut au monde avec une plinthe dans le lit de la rivière construite sur des fondations alluviales est celui de Jiudianxia en Chine (barrage de 136,5 m de hauteur et profondeur alluviale de 56 m).

Cinq (5) articles sont consacrés aux fondations des barrages en remblai.

Manuel Romana (R21) aborde les exigences générales des fondations de la plinthe des barrages CFRD. Il souligne que l’alignement de la plinthe doit être régulier afin d’éviter des changements brusques. Pour garantir la stabilité, le terrain traité doit être régularisé par du béton afin que la plinthe soit aussi plate que possible. La largeur de la plinthe doit être déterminée de manière à obtenir un gradient hydraulique admissible selon la qualité de la roche.

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Peter Rissler et Wynfrith Riemer (R26) traitent d’un projet de barrage en enrochement au Népal, dans lequel les risques liés à des conditions géologiques et géotechniques des fondations incertaines compliquent le choix des méthodes de traitement des fondations. L’évolution régulière des connaissances dans le domaine des fondations a permis l’adoption de méthodes évitant de recourir à la coûteuse méthode d’injection.

Alexandre Tournier, et al (R30) présentent le cas d’un traitement de

stabilisation appliqué à la falaise en pierre de l’appui latéral droit de la digue F2 dans le cadre du projet de centrale hydroélectrique Romaine 2. La falaise mesure 120 m de haut, dispose de surplombs importants et de roches fracturées. Le traitement a été réalisé en deux étapes, par excavation de la partie supérieure et stabilisation de la partie inférieure.

Alberto Zonzalo (R36) présente une nouvelle technologie de blocage de la

percolation des matériaux granuleux. L’utilisation de matériaux faisant appel à une nouvelle famille de polymères permet de colmater des fuites de centaines de litres par seconde, à une profondeur pouvant atteindre 200 mètres.

Jean-Jacques Fry, et al, (R38) commentent l’exploitation de plusieurs parois

moulées dans différentes conditions de barrages, notamment dans le cas de fondations alluviales, glaciaires et sur un site de granit. Attendu que l’étanchéité totale de fondations perméables n’est pas acceptable, la hauteur maximale de la paroi moulée doit être optimisée par l’étude et l’analyse du débit. Une paroi moulée n’est pas ancrée dans la couche imperméable. Une surveillance intégrée est donc nécessaire pour détecter une éventuelle érosion de contact ou suffusion. En outre, un système approprié de filtrage ou de drainage doit être mis en œuvre. 5. INTERFACE ENTRE LES REMBLAIS ET LES STRUCTURES EN BÉTON

Dans la configuration des barrages en remblai, les structures en béton doivent souvent être reliées aux remblais. La pratique la plus répandue en matière de génie civil est celle du barrage composite (barrage en béton relié à un barrage en remblai). En raison des différences de propriétés et de déformation des ouvrages en béton et des ouvrages en remblai, des mouvements différentiels et une répartition non homogène des contraintes se forment à l’interface entre les deux ouvrages et peuvent entraîner des risques importants d’érosion de contact et de défaillance de la structure.

Les solutions relatives à la conception de l’interface dépendent de la

hauteur du barrage, des conditions topographiques et géologiques du site du barrage, de la configuration du projet et de l’inclinaison du barrage en remblai. Deux types d’interfaces sont généralement utilisés en génie civil. La première est de type enfichable et comporte une garniture au niveau de l’ouvrage en béton

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insérée sur une certaine longueur du barrage en remblai et recouverte par la recharge du barrage en remblais. La deuxième est de type mur en aile, avec une paroi latérale perpendiculaire à l’axe de la structure en béton afin de supporter la pente du barrage en remblais.

L’interface de liaison entre le remblai et la structure en béton peut constituer

un point faible laissant passer les infiltrations, ce qui peut entraîner la défaillance du barrage. Par conséquent, le souci majeur de la conception consiste à assurer l’étanchéité de l’interface. Certains projets avaient recours auparavant à une forme d’interface irrégulière ou à un parafouille pour prolonger le chemin d’écoulement. Mais dans la pratique, il ressort de cela que la forme complexe peut poser des difficultés de compactage du réseau en remblai et générer une concentration des contraintes. Par conséquent, les conceptions récentes privilégient l’utilisation d’une interface de jonction lisse. Afin d’éviter des infiltrations le long de l’interface, le compactage du noyau en terre (ou du noyau en béton bitumineux) le long de la zone de jonction doit être réalisé avec soin. Une mesure très importante consiste à renforcer la zone de filtrage et de drainage sur la face aval du noyau imperméable.

Quatre (4) articles sont consacrés à l’interface entre un barrage en

enrochement et un barrage en béton. V. A. Pekhtin, et al, (R24) présente un projet hydroélectrique en Russie. Ce projet comporte un barrage en béton de 96 m de hauteur et un barrage en enrochement de 80 mètres de hauteur avec un noyau en béton bitumineux. La partie à l’interface entre le barrage en béton et le barrage en enrochement à noyau en béton bitumineux représente l’élément le plus critique des ouvrages de retenue des eaux. Les exigences de base de l’interface consistent à garantir l’imperméabilité et à permettre les mouvements indépendants des deux parties pendant la construction et l’exploitation du barrage. Deux clés en forme de U ont donc été placées à l’interface et un puits d’un diamètre de 1 020 mm a été aménagé à l’interface sur le côté du noyau en béton bitumineux. Ce puits a été rempli de mastic afin de corriger le mouvement différentiel.

Akira Nakamura, et al, (R9) ont évalué les performances dynamiques de

l’interface entre le barrage en enrochement et le barrage en béton dans le cas d’un tremblement de terre de grande envergure. Le barrage en remblai a une hauteur de 78,5 m et le barrage en béton de 86,0 m. L’étude a été réalisée à partir d’une analyse numérique en 3D. Les résultats de l’analyse numérique ont révélé que les zones de tension et la zone de glissement sont réparties uniquement à proximité des extrémités amont et aval de l’interface et ne se prolongent pas dans la direction amont et aval de telle sorte que l’action du tremblement de terre ne détruit pas l’étanchéité de l’interface.

Mjid Ferhan, et al, (R19) présentent un cas de projet de barrage CFRD de

90 m de hauteur au Maroc, dont la tour en béton s’élève à une hauteur de 105 m et dont la galerie périmétrale présente un diamètre intérieur de 3 mètres. Dans ce type de conception, la difficulté consiste à analyser les divers risques liés à

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l’amarrage des dalles sur le masque de la tour de prise et à prendre des mesures de génie civil visant à réduire les mouvements différentiels dans la zone d’interface et les contraintes excessives de flexion transversales des dalles en béton adjacentes. Les mesures adoptées comprennent l’application d’un joint longitudinal au milieu du bloc de 15 mètres de largeur de la dalle du masque relié à la tour de prise, l’augmentation du pourcentage d’armature afin qu’il représente 0,4 % de la dalle du masque en béton dans la zone située au-dessus de la plinthe, jusqu’à une distance de 0,2 H. En outre, l’instrumentation des différents joints a été renforcée dans la zone concernée.

Otakar Hrabovsky (R17) présente le cas d’un barrage de polder dans lequel

les tuyaux en béton de la vidange de fond sont recouverts par le sol du barrage. En raison des modifications de l’environnement local, la structure du sol en contact avec la structure en béton peut être modifiée, car le polder est à sec la plupart du temps. Les modifications structurelles du sol créent les conditions d’apparition des cheminements facilitant les infiltrations d’eau après le remblai rapide du polder. La solution proposée consiste à maintenir un volume d’eau constant dans le polder afin d’éviter une modification des conditions dans la zone d’interface.

6. LES BARRAGES DE STÉRILES

Un barrage de stériles est un ouvrage de stockage des résidus et déchets industriels. Il est composé d’un barrage initial, construit avant le début du dépôt des résidus, puis de plusieurs surélévations construites par les dépôts de stériles. Attendu qu’il s’agit d’une structure géotechnique à haut risque, elle doit respecter des réglementations très strictes en termes de stabilité et de protection environnementale.

Par rapport aux barrages en remblai traditionnels, les barrages de stériles

présentent un certain nombre de caractéristiques spécifiques résultant de leur fonctionnement en cours d’exploitation. Dans le cas d’un barrage en remblai traditionnel, l’imperméabilité du barrage constitue une exigence de base. Mais dans le cas des barrages de stériles, un système de drainage adéquat des stériles déposés est indispensable. Á l’exception de la phase initiale, le matériau de construction des barrages de stérile est constitué des dépôts de stériles. La structure de son matériau, notamment sa teneur en eau, ses propriétés mécaniques, etc. sont sensiblement différentes et présentent de nombreuses incertitudes. Les propriétés physiques et mécaniques ont des impacts significatifs sur la stabilité du barrage.

La gestion de la sécurité des bassins de décantation est un enjeu complexe

et délicat pour leurs exploitants, car ces structures présentent des risques

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potentiels importants. L’utilisation d’outils d’analyse des risques est de mieux en mieux acceptée en matière de gestion de la sécurité des barrages en remblai. Plusieurs articles, parmi ceux qui ont été communiqués, sont consacrés aux diverses méthodes et études de cas antérieurs dans lesquels l’analyse des risques permet d’évaluer la sécurité des bassins de décantation ou des barrages.

En raison de la complexité des ouvrages et de l’exploitation sur une longue

période, il est nécessaire d’anticiper et de gérer tous les problèmes de sécurité survenant pendant le cycle de vie des barrages de stériles. Le dépôt régulier de stériles pendant la mise en eau place le barrage dans des conditions non statiques. La surveillance et le contrôle du comportement du barrage sont donc très importants pour la gestion de la sécurité. Avec l’évolution technologique, une surveillance automatique par un processus de données en ligne est accessible. L’application de ces nouvelles technologies va améliorer de manière significative la gestion de la sécurité des barrages de stériles.

Neuf (9) articles sont consacrés aux barrages de stériles, notamment à la

planification, la conception, la construction et l’analyse des risques. Malcolm Barker et Alex Black (R1) présentent l’utilisation de la méthode

d’analyse du risque appliquée à la réhabilitation d’un site de stockage de stériles en Australie. Les procédures comprennent l’analyse des modes de défaillance, l’analyse de la fréquence des crues, le calcul du risque, l’analyse de la séquence de défaillance, la comparaison de la probabilité par un arbre des événements et l’évaluation des conséquences. L’application de l’approche du risque a permis la conception d’un déversoir en labyrinthe et l’utilisation de murets de sécurité contre le déversement des vagues, qui ont été évalués et dont la construction a été approuvée au niveau de la 8e phase de la construction, malgré des soucis de percolation et l’éventualité de niveaux élevés du réservoir pendant la crue maximale probable.

L’article de Ljupcho Petkovski et Stevcho Mitovski (R4) est consacré à une

méthodologie de planification d’un barrage de stériles dans une vallée fluviale, notamment au site et au type de barrage. La procédure comprend quatre étapes : (1) sélection des critères pertinents, (2) identification des solutions alternatives, (3) élaboration d’alternatives équivalentes en termes de documents de conception et de techniques de sécurité, (4) comparaison des solutions alternatives selon un indicateur économique. La procédure a été appliquée à la planification de bassins de décantation en République de Macédoine, qui représentaient 100 millions de m3 de résidus de flottation.

Joaquim Pimenta de Avila, et al, (R6) présentent un programme complet de

gestion du risque géotechnique appliqué à la compagnie minière VALE. Le programme comprend toutes les activités liées à la gestion des risques : identification, analyse, évaluation et traitement des risques, prise de décision tenant compte des risques, hiérarchisation des évaluations et des activités de diminution des risques. L’analyse des risques a des répercussions sur l’économie,

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l’hygiène et la sécurité, l’environnement, la société et l’image de marque de l’entreprise.

Hanming Zhou, et al, (R7) s’intéressent à une nouvelle méthode (« sac

moulé ») de construction des barrages de stériles à partir de résidus fins. Des géotextiles hautement résistants sont utilisés pour fabriquer des sacs permanents. Les sacs sont ensuite remplis de résidus fins par pompage. Par rapport à la méthode de remblayage traditionnelle, la construction par sac moulé offre l’avantage d’être rapide, de permettre un drainage et une consolidation accélérés, ce qui est important dans le cas de barrages construits à partir de résidus fins.

Evgeniy N. Bellendir, et al, (R23) présentent les principes de base de la

conception de hauts barrages appliqués aux barrages hydrauliques en remblai, notamment pour le stockage des cendres, stériles et déchets industriels. Plusieurs projets de génie civil en Russie illustrent l’application de ces principes. Selon les propriétés du matériau de remblai, l’accent doit être mis sur les exigences de sécurité en termes de stabilité, percolation et déformation pendant les phases de conception, mais aussi de construction et d’exploitation. Ces conditions doivent faire l’objet d’une attention particulière dans les régions froides, en cas de fondations fragiles et de zones sismiques. L’organisation et la surveillance de l’état des ouvrages exploités est un principe fondamental d’évaluation de la fiabilité et de gestion de la sécurité des grands barrages hydrauliques en remblais. Il est également mentionné que le critère de sécurité joue un rôle particulier dans les problèmes d’évaluation et de surveillance de l’état du barrage.

Doina Popovici, et al, (R27) ont effectué une analyse des risques portant sur

des ouvrages de bassins de décantation en Roumanie, dans lesquels la gestion des risques est particulièrement importante en raison des conditions spéciales créées par le drainage acide des dépôts de stériles, le barrage étant un ouvrage en enrochement calcaire. Aux fins de l’analyse, les indices de criticité ont été tout d’abord évalués afin d’estimer le risque lié aux composants identifiés et de définir les priorités et mesures nécessaires. La probabilité de rupture du bassin a ensuite été quantifiée à partir d’une méthode utilisant un arbre de défaillances. L’efficacité des mesures proposées pour diminuer les conséquences de la défaillance a été évaluée au moyen d’un indice global de conséquences comparant la situation actuelle à la situation améliorée.

Roger Knutsson, et al, (R33) décrivent une méthode de gestion de la

sécurité des barrages de stériles, qui associe l’analyse numérique et la surveillance sur site. Ils précisent qu’une meilleure méthode d’évaluation de la sécurité consiste en premier lieu à effectuer des simulations théoriques puis à utiliser des mesures prises sur le terrain pour évaluer le lien entre la valeur spécifique in situ et la valeur calculée. Avec la méthode proposée, il est possible d’effectuer des prévisions sur le comportement « normal ».

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Le dépôt régulier de stériles pendant la mise en eau place le barrage dans des conditions non statiques. La surveillance et le contrôle du comportement du barrage sont donc très importants sur le plan de la gestion de la sécurité des barrages de stériles. Sam Johansson, et al, (R37) présentent un système de surveillance en ligne de la percolation, qui a été utilisé pour des barrages en remblai en Suède. A l’inverse des mesures traditionnelles de percolation et de pression, il permet d’obtenir des informations détaillées sur chaque mètre le long du barrage. L’évaluation automatique des données s’effectue en ligne et elles sont affichées sur une interface web.

M. Cambridge (R15) décrit, dans les grandes lignes, le Manuel européen

sur la conception, l’exploitation et la fermeture durables des installations de résidus miniers. Il présente le contexte du document normatif européen sur les terrassements et décrit comment il a été adapté pour venir en aide à la fois aux organismes de réglementation de l’UE et à l’ensemble des parties prenantes concernées par l’industrie minière en Europe. Il présente également le processus proposé pour adapter ce document d’orientation afin de définir une norme européenne sur les remblais hydrauliques.

7. CONCLUSION

Le barrage en enrochement, qui est le type le plus représenté dans l’ingénierie des barrages, remonte à plus de 100 ans. Avec les progrès technologiques, de plus en plus de grands barrages en enrochement ont été construits. S’agissant des trois principaux types de barrages en enrochement, il est prévu que la hauteur des barrages ECRD dépasse 300 m, celle des barrages CFRD atteint 260 m et celle des barrages ACRD avoisine 200 m. En outre, de plus en plus de projets de barrages en enrochement seront construits dans des conditions topographiques et géologiques complexes et dans des climats rudes, notamment dans les conditions suivantes : vallées fluviales étroites, appuis latéraux fortement inclinés, alluvions profondes, formation géologique défavorable, failles dans les fondations, sismicité élevée et climat très froid. Face à ces enjeux, des solutions innovantes doivent être étudiées. La méthode empirique ou la simple extrapolation à partir des expériences précédentes ne sont pas adaptées à la construction des futurs grands barrages en enrochement. Les approches actuelles en matière de conception vont être améliorées par le développement de méthodologies théoriques et analytiques visant à évaluer le comportement du barrage au moment de sa construction et de son exploitation. En outre, une instrumentation et une surveillance adéquates ont également leur importance pour vérifier l’analyse théorique et pour favoriser une meilleure compréhension du comportement des barrages.

La principale caractéristique des barrages en enrochement réside dans les

incertitudes relatives au matériau de construction. Une étude correcte des

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propriétés techniques des matériaux de construction est indispensable pour déterminer la conception du barrage et le choix de la méthode de construction. Des essais appropriés en laboratoire et in situ sont donc recommandés pour les projets de grands barrages en enrochement.

Dans la conception et la construction des hauts barrages en enrochement,

le contrôle de la déformation doit faire l’objet de la plus grande attention. Le niveau de contrainte de la barrière d’étanchéité et les performances d’exploitation du barrage sont tous liés au comportement de déformation du barrage. Par conséquent, le concept de contrôle intégré de la déformation et de coordination de la déformation doit être un principe essentiel dans la construction de hauts barrages en enrochement. Le concept est axé principalement sur : (1) la diminution des déformations totales, (2) la coordination de la déformation différentielle entre les différentes zones.

Dans le principe de contrôle intégré de la déformation et de coordination de

la déformation, une attention particulière doit être accordée à la coordination des déformations entre les différentes zones du barrage. Dans le cas de hauts barrages CFRD, cela comprend la coordination de la déformation de l’enrochement amont et aval, de la zone des appuis latéraux et de celle du lit de la rivière ainsi que la coordination de la déformation de la dalle du masque en béton avec l’enrochement amont et l’enrochement construit aux différentes étapes. Dans le cas de hauts barrages ECRD, la coordination de la déformation de la recharge d’enrochement et du noyau en terre doit faire l’objet de la plus grande attention afin d’éviter des fissures préjudiciables du noyau en terre.

L’érosion interne constitue l’une des principales causes des incidents et

défaillances des barrages en remblai. Le mécanisme des différentes érosions a fait l’objet de nombreuses études de la part des chercheurs et ingénieurs, qui ne partagent pas toujours le même point de vue. Dans la pratique du génie civil, la détermination d’une zone de filtrage s’avère une solution pratique pour éviter l’érosion interne. Outre sa fonction de rétention des grains érodés, elle joue également un rôle de drainage. La conception du système de filtre dépend des informations dont on dispose sur la répartition des grains du sol protégé et des conditions présumées. Pour les barrages ECRD, la couche de filtre doit être conçue en tenant compte des éventuelles fissures du noyau en terre. De manière générale, le principe de Terzaghi ou le critère de Sherard sont adaptés, dans la plupart des cas, à la conception du système de filtre. Mais il est conseillé de vérifier le résultat de l’application du critère par un essai en laboratoire. En cas de sols graveleux disposant d’une granulométrie étendue, il n’existe pas de méthode standard de conception de la couche de filtre. Elle doit être étudiée au cas par cas. La conception du filtre ne peut pas reposer uniquement sur des calculs. Elle doit être vérifiée par des essais du filtre.

Dans le cadre de la réflexion sur la complexité du mécanisme d’érosion

interne, une attention particulière doit être accordée à l’importance de la surveillance en cours d’exploitation. L’observation attentive et constante de

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l’infiltration permettra de détecter l’érosion interne à son stade initial et, par conséquent, de prendre les mesures qui s’imposent en temps utile.

Les barrages en remblai s’adaptent facilement à différents types de

fondations. Les principaux risques pour les fondations sont la perte de stabilité résultant de zones fragiles et la défaillance par infiltration en raison de l’érosion interne. Diverses mesures de contrôle de l’infiltration verticale notamment l’excavation, le rideau d’étanchéité et la cloison moulée, associées à un filtre et un drainage aval, assurent une protection satisfaisante des fondations et du barrage contre les dommages ou défaillances résultant des infiltrations.

En raison de la complexité de l’ouvrage, des incertitudes liées aux

matériaux, de la variation constante du niveau d’exploitation et des graves conséquences sur la vie et l’environnement des populations, les barrages de stériles constituent un type d’ouvrage géotechnique aux risques relativement élevés. L’évaluation de la sécurité à l’aide d’un outil d’analyse des risques permet à l’exploitant d’anticiper et de gérer les principaux problèmes de sécurité. L’exploitation en toute sécurité des barrages de stériles serait possible par une bonne compréhension des risques potentiels associée à des mesures d’intervention constructives, une surveillance appropriée et des réglementations strictes.

REMERCIEMENTS

Je tiens à remercier sincèrement Jean-Pierre TOURNIER, Président de la Question 98, qui m’a fait part de ses précieuses remarques et suggestions. Je remercie également M. Hao Jutao, de l’Institut chinois des ressources en eau et de recherches sur l’énergie hydraulique, qui m’a fourni une aide précieuse dans la synthèse de certains articles communiqués.

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existants et leurs fondations. Paris [2] Bulletin CIGB 141, Barrages en enrochement avec masque amont en béton -

Concepts utiles à leur conception et à leur construction, 2010, Paris [3] Bulletin CIGB 42, Noyaux bitumineux pour barrages en terre et en

enrochement, Paris [4] Bulletin CIGB 135, Dispositifs d’étanchéité par géomembrane pour les

barrages - Principes de conception et expérience acquise, 2010, Paris

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