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ELECTRICITY DEVELOPMENT CORPORATION

REPUBLIQUE DU CAMEROUN

BARRAGE DE LOM PANGAR

Mission du 9 au 17 janvier 2013 Première visite de chantier

Rapport du Panel Technique des Experts Indépendants

Préparé par

Jean-Michel GRESILLON Hydraulicien-Hydrologue, Chambéry Bernard HAGIN Ingénieur civil, coordinateur du Panel, Lutry Georg SCHAEREN Géologue-Hydrogéologue, Lausanne Jean TEHEL Ingénieur hydro-mécanicien, Lens en Vercors

Lutry, le 25 mars 2013

Barrage de Lom Pangar

Rapport du Panel technique de la mission de janvier 2013

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TABLE DES MATIERES

1 PRÉAMBULE 4

2 DÉROULEMENT DE LA MISSION LA MISSION DU PANEL TECHNIQUE DU 9 AU 17 JANVIER 2013 5

3 DÉLAIS CONTRACTUELS D’EXÉCUTION DU BARRAGE 6

4 AVANCEMENT DES INSTALLATIONS ET DES TRAVAUX 6

4.1 Infrastructure générale 6

4.2 Installations de chantier 6

4.3 Avancement des travaux 8

5 GÉOLOGIE 10

5.1 Généralités 10

5.2 Carrière de Mbi Bawara 10

5.3 Digue de col 11

5.4 Site du barrage 11

5.4.1 Reconnaissances complémentaires 11

5.4.2 Excavations rive gauche 12

5.5 Conditions hydrogéologiques 15

5.6 Conclusions et recommandations du point de vue géologique 15

5.7 Recommandations et propositions 16

6 INJECTION DU ROCHER 16

6.1 Généralités 16

6.2 Essais préliminaires 16

6.3 Injection de consolidation du rocher de la fondation des pertuis 17

7 PLANCHE D’ESSAI DE MISE EN PLACE DES ENROCHEMENTS TYPE E 18

8 HYDRAULIQUE ET HYDROLOGIE 20

8.1 Les organes évacuateurs de crues 20

8.1.1 Les passes vannées 20

8.1.2 Les hausses fusibles 21

8.2 Les coursiers des évacuateurs et la fosse de dissipation 22

8.2.1 Essai sur modèle réduit hydraulique, généralités 22

8.2.2 Les coursiers 23

8.2.3 Les courants de retour 23

8.2.4 La fosse de dissipation 23

8.2.5 Conclusions et recommandations 24

8.3 Etude de dangers, la sécurité de l’ouvrage pendant et après la construction 24

8.3.1 Note sur les débits du LOM 24

8.3.2 La dérivation provisoire 24

8.3.3 Le calendrier du chantier et les risques associés 25

8.4 Les crues et leur laminage par les évacuateurs 26

8.5 Les pertuis de restitution et le mur guideau 27

8.5.1 Les pertuis de restitution : 27

8.5.2 Le mur guideau 27

8.6 Fermeture de la dérivation provisoire et maintien du débit réservé 29



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9 HYDRO-MÉCANIQUE 29

9.1 Préambule 29

9.2 Fermeture de la dérivation 29

9.2.1 Généralités 29

9.2.2 Les batardeaux de fermeture de la dérivation 30

9.3 Vannes wagon des passes de restitution et conception de la vanne batardeau 31

9.4 Corrosion des matériaux métalliques du barrage d’origine environnementale 31

9.5 Note technique « Actualisation de la conception de l’évacuateur de crues »,

N° LP-NT-EVC-01 du 05.12.2012 32

9.6 Plan qualité 32

9.7 Equipement de la future centrale 33

9.8 Commentaires additionnels 34

9.8.1 Installation d’un groupe auxiliaire hydraulique pour le secours de l’alimentation électrique 34

9.8.2 Events d’aération des conduites d’amenée ou de restitution 35

9.8.3 Documents HEM (origine CWE + COB) fournis par COB 35

10 LE PROGRAMME DE TRAVAUX ET QUELQUES CONSIDÉRATIONS GÉNÉRALES SUR L’AVANCEMENT DU CHANTIER 35

11 CONSIDÉRATIONS GÉNÉRALES AU SUJET DE CETTE PREMIÈRE MISSION EN PHASE DE TRAVAUX 36

12 PROCHAINE MISSION 36



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REPUBLIQUE DU CAMEROUN

BARRAGE DE LOM PANGAR

Mission du 9 au 17 janvier 2013 Première visite de chantier

Rapport du Panel Technique des Experts Indépendants

1 PRÉAMBULE

Le barrage de Lom Pangar, dont la fonction et les caractéristiques sont décrites dans les

rapports précédents du Panel technique, est entré dans phase de réalisation en 2011.

Pour suivre les travaux et pour conformer la réalisation du projet aux meilleures pratiques

internationales en matière de protection de l’environnement, d’aménagement hydraulique et

de construction d’infrastructures, le maître d’ouvrage Electricity Development Corporation

(EDC), en accord avec ses partenaires, a mis en place deux Panels composés d’experts

indépendants.

Le Panel Environnemental et Social, (PES) composé de spécialistes ayant une expérience

internationale reconnue en matière d’évaluation environnementale et sociale, qui est chargé

de donner des avis et recommandations indépendants sur tous les aspects environnementaux

et sociaux du projet.

Le Panel Sécurité du Barrage (PSB) qui est chargé de donner à EDC des avis et

recommandations indépendants sur tous les aspects techniques du projet, y compris les

accès, les cités et les installations de chantier ainsi que sur les questions techniques que peut

poser l'application des mesures de compensation proposées sur les ouvrages et les accès. Ce

Panel veillera en particulier à ce que les standards les plus élevés en matière de sécurité des

barrages et des ouvrages associés soient respectés pendant la phase des travaux y compris

pendant les phases de remplissage et d’exploitation initiale.

Pour cette phase d’exécution du barrage le Panel technique est formé des quatre membres

suivants :

Jean-Michel Grésillon, hydraulicien et hydrologue ;

Bernard Hagin, ingénieur civil, barragiste et coordinateur du Panel ;

Georg Schaeren, géologue ;

Jean Téhel, ingénieur hydro-mécanicien.

Pour mémoire, rappelons que les trois membres MM. Grésillon, Hagin et Schaeren faisaient

déjà partie du 1er Panel mis en place par l’UICN en 2007 pour l’examen de l’avant-projet du

barrage (APD). Voir le rapport de visite du 4 octobre 2007, le rapport général sur l’APD du 25

janvier 2008 et le rapport du 5 mars 2008 concernant le cahier des charges pour les essais sur

modèle hydraulique.



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Ce même Panel technique a ensuite été renouvelé par EDC pour l’analyse des révisions de

l’APD, pour l’assistance à EDC lors des réunions avec la Banque Mondiale, l’AFD et l’Ingénieur

conseil à Paris et l’assistance à la préparation des DAO « Ingénieur » et « Entrepreneur ». Voir

le rapport du 22 septembre 2009 sur l’analyse du projet, Révision E, datée de juillet 2009, le

rapport du 6 octobre 2009 sur les éléments hydromécaniques, la correspondance échangée

entre l’hydrologue et Coyne et Bellier ainsi que la lettre d’approbation du DAO « Ingénieur »

du 8 juillet 2010, la lettre d’approbation du dispositif d’instrumentation du barrage du 8 juillet

2010 et la lettre d’approbation de l’APD, Révision E, du 15 août 2010.

Les parties contractantes impliquées dans la réalisation du barrage sont :

Le Maître d’Ouvrage : Electricity Development Corporation (EDC), Cameroun ;

Le Maître d’Œuvre : L’association d’ingénieurs Coyne et Bellier & ISL, France ;

L’Entrepreneur : China International Water and Electricity Corporation (CWE),

Chine.

Cette mission de janvier 2013 est la première du Panel technique de la phase d’exécution du

barrage.

2 DÉROULEMENT DE LA MISSION LA MISSION DU PANEL TECHNIQUE DU 9 AU 17 JANVIER 2013

Mercredi 9 Voyage depuis la France et la Suisse à Yaoundé des membres du Panel technique, MM. Grésillon Hagin, Schaeren et Téhel par le vol Air France, arrivée à Yaoundé en fin de journée.

Jeudi 10 Le matin accueil du Panel technique chez EDC et établissement du programme de mission avec EDC. En fin de matinée et durant l’après-midi réunion avec M. Baudroux, ingénieur, chef d’aménagement, représentant du maître d’œuvre COB-ISL.

Vendredi 11 Déplacement de Yaoundé à Bertoua en voiture. Samedi 12 Le matin déplacement en voiture de Bertoua au chantier de Lom-Pangar et

visite de la rive droite avec la direction des travaux de COB-ISL (DLT). Après-midi visite de la rive gauche avec la DLT et réunion avec COB-ISL, retour à Bertoua.

Dimanche 13 Examen des rapports remis la veille par COB-ISL et ensuite visite détaillée de l’excavation en rive gauche, du batardeau de phase I et de la planche d’essai de mise en place et de compactage des remblais. Retour à Deng Deng et nuit au motel de Deng Deng.

Lundi 14 Visite du laboratoire de l’entreprise CWE, réunion et repas avec CWE, réunion avec COB-ISL pour une discussion générale des questions de géologie, de matériaux et de génie civil en général et ensuite des questions relatives à l’hydro-mécanique. Retour à Bertoua.

Mardi 15 Retour en voiture de Bertoua à Yaoundé. Mercredi 16 Le matin réunion du Panel dans les bureaux d’EDC.

L’après-midi restitution de la mission dans les locaux de la Banque Mondiale en présence d’EDC, de l’AFD et la Banque Mondiale, par audioconférence. Le soir, départ pour l’aéroport et départ par Air France.

Jeudi 17 Arrivée en France et en Suisse des membres du Panel technique.



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3 DÉLAIS CONTRACTUELS D’EXÉCUTION DU BARRAGE

Selon les rapports mensuels du Maître d’Œuvre les dates contractuelles d’exécution sont les

suivantes :

Date de souscription 26 mai 2011

Date de notification 06 mai 2011

Date de signature 12 août 2011

Date d’enregistrement 22 août 2011

Ordre de service de démarrage 29 septembre 2011

Délai global d’exécution 39 mois

1er délai partiel 9 mois entre l’ODS de démarrage et l’achèvement des cités et bureaux

2ème délai partiel 33 mois entre l’ODS de démarrage et la possibilité de mise en eau sans conditions du barrage

Délai de repliement du chantier 6 mois

Date de fin d’exécution 29 décembre 2014

Ces délais contractuels ont subi des adaptations étant donné que la mise en service du pont

sur le Lom a été différée de 4 mois. Un nouveau programme vient d’être remis par

l’entrepreneur, il est en cours d’examen par le Maître d’Œuvre.

4 AVANCEMENT DES INSTALLATIONS ET DES TRAVAUX

4.1 Infrastructure générale

Actuellement le chantier occupe 800 camerounais et 180 chinois, à terme ces effectifs seront

portés à 1’100 camerounais et 300 chinois.

Les bases vie de l’entreprise doivent encore être agrandies.

La cité du Maître d’ouvrage et du Maître d’œuvre est occupée complètement avec un effectif

actuel de 75 personnes au total et cet effectif sera porté à terme à 100 personnes. Elle doit

donc également être agrandie.

Les bureaux techniques doivent être agrandis, actuellement 40 personnes sont installées dans

un grand local commun qui regroupe les représentants du maître d’ouvrage et du maître

d’œuvre.

L’infirmerie est dirigée par un médecin camerounais

4.2 Installations de chantier

Le pont sur le Lom a été mis été mis en service le 15 avril 2012.



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Photo N° 1 : Pont sur le Lom

La carrière de Mbi Bawara en rive droite est ouverte, des matériaux sont extraits pour la

confection d’agrégats à béton et pour réaliser la planche d’essai des enrochements. Elle doit

encore être étendue vers le nord.

L’installation de concassage-triage d’une capacité de 200 t/h pour toute la filière de production

des sables et des graviers, pour la production du béton est en service et la 2e filière, d’une

capacité de 300 t/heure pour la production des sables et graviers pour les filtres, les drains et

les matériaux de transition, devrait être opérationnelle à fin février 2013.

Photo N° 2 : Installation de préparation des agrégats



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Le chantier est équipé de deux centrales à béton de 150 m3/h chacune, la première est

achevée, la deuxième sera opérationnelle à fin janvier. Une 3e centrale à béton de 60 m3/ha

été placée sur le chantier en rive gauche, elle est destinée aux bétons des installations.

La centrale d’injection est placée près du pont sur le Lom

Le laboratoire qui sera commun à l’entreprise et au Maître d’œuvre est en cours de

construction. Actuellement il est installé dans des conteneurs à côté du futur laboratoire.

Le stockage des explosifs et des détonateurs est aménagé.

Le ciment sera acheminé par la route depuis Douala.

4.3 Avancement des travaux

Les batardeaux de phase I sont construits et les travaux d’excavation à l’intérieur de l’enceinte

sont en en cours d’achèvement, sauf à l’aval dans l’angle coté rivière où le niveau du rocher

est plus bas qu’anticipé.

L’excavation de la zone de la centrale est terminée. Sa construction fera l’objet d’un autre lot.

Photo N° 3 : Excavation de la centrale hydroélectrique



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Les pertuis de dérivation sont en cours de construction. Le radier est bétonné, les injections

de consolidation sous radier sont exécutées et le ferraillage des parois des pertuis est en

cours.

Photo N° 4 : Ferraillage des pertuis de dérivation

A l’amont, dans cette enceinte, vers rive gauche, un banc d’essai de compactage était en cours de

réalisation lors de la visite.

Photo N° 5 : Banc d’essai de compactage de l’enrochement E



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5 GÉOLOGIE

5.1 Généralités

Du point de vue géologique, et dans l’ordre chronologique, on retiendra des visites de site des

11, 12 et 13 janvier l’examen :

• De la carrière d’extraction d’enrochements de Mbi Bawara ;

• Des travaux en cours sur le site de la digue de col rive droite ;

• Des excavations, en rive gauche des fondations de la digue de transition et de l’usine ;

• Des installations de l’entreprise, notamment en ce qui concerne les laboratoires d’essais

(non commentés dans ce chapitre).

5.2 Carrière de Mbi Bawara

Les travaux d’extraction actuellement en cours dans la carrière ne suscitent pas, en eux-

mêmes, de commentaires d’ordre géologique. Le granite à phénocristaux de feldspaths qui en

est extrait est parfaitement conforme à l’attente.

Le potentiel d’alcali-réaction a fait l’objet d’analyses complémentaires en début de chantier,

comme prévu dans l’APD et recommandé notamment dans le rapport d’analyse de l’avant-

projet détaillé du 25 janvier 2008 établi par le Panel d’Experts Techniques.

Les essais long terme effectués sur 4 échantillons par l’IFSTTAR (rapport N° 53N08118/2010)

concluent à la non-réactivité des granites de la carrière de Mbi Bawara.

Pour des raisons de modalités d’extraction, il est cependant nécessaire de procéder à une

extension de la carrière, et donc de sortir de l’emprise de prélèvement des échantillons

analysés.

Le Panel recommande de rester attentif à la composition et à la texture du granite, et à

envisager, même si le risque est extrêmement réduit tant que la roche ne change pas de

composition ou de texture, l’exécution d’analyses complémentaires, car l’expérience montre

que dans une même carrière, suivant les mouvements tectoniques auxquels ont été soumis

les roches, des agrégats peuvent être réactifs alors que d’autres ne le sont pas.

Photo N° 6 : Carrière de Mbi Bawara, vue d’ensemble



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Photo N° 7 : Carrière de Mb Bawara, détail

5.3 Digue de col

Les travaux de décapage viennent à peine de commencer.

Pas de commentaire du point de vue géologique.

Photo N° 8 : Digue de col - Travaux de décapage (vue rive droite - rive gauche)

5.4 Site du barrage

5.4.1 Reconnaissances complémentaires

Depuis la première visite du Panel technique en 2007, c'est-à-dire depuis l’étude d’APD, le site

du barrage a fait l’objet de reconnaissances géologiques complémentaires par forages carottés

en 2012 (situation voir Fig. N° 1) :

• En rive gauche : SG 101, 102, 103, 104, 105, 106 et 107

• En rive droite : SD 101, 102 et 103

Les résultats de ces reconnaissances complémentaires sont consignés dans le rapport LP-

GEO-REC-001 du 15.11.2012.



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Deux forages supplémentaires (destructifs, SG 201 et 202) ont par ailleurs été réalisés dans

l’emprise du mur de restitution rive droite de l’usine suite au constat d’un approfondissement

inattendu du toit du rocher de fondation dans ce secteur.

L’ensemble des forages réalisés sur le site du barrage Lom Pangar proprement dit est

représenté schématiquement sur la figure ci-dessous qui atteste de l’importance des

reconnaissances mises en œuvre.

Fig. 1 : Situation générale des forages de reconnaissance

Lors de la visite du laboratoire de chantier du 13 janvier, les carottes du forage SD 107

(forage oblique traversant l’intrusion granitique observée en fond d’excavation) ont été

examinées. Elles confirment l’excellente qualité des gneiss, de l’intrusion granitique ainsi que

du contact entre les deux types de roches.

5.4.2 Excavations rive gauche

Fondation de la digue de transition RG et de l’usine

Du point du vue de la géologie, la visite de chantier a eu lieu à un moment optimal en termes

de visibilité des excavations en rive gauche (centrale électrique, digue de transition) :

• Excavations achevées ;

• Nettoyage du toit de la roche en place en cours ;

• Début des travaux de mise en place de la digue de transition en enrochement sous forme

de planche d’essai de compactage.



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Le rocher de fondation, au demeurant d’excellente qualité géo-mécanique est constitué

globalement de gneiss1 en gros bancs séparés localement par des niveaux enrichis en

micas pouvant présenter une certaine altération. Pour n’avoir pas été confirmée en forages,

celle-ci reste très superficielle. Ces gneiss présentent un plongement de 15° à 25° en direction

du Nord (oblique en direction de la rive droite), s’accentuant d’amont en aval. Deux systèmes

de discontinuités principaux (NO-SE et NO-SE) y sont associés, présentant localement des

signes d’altération qui restent cependant très superficiels également (oxydation). Ces trois

systèmes de discontinuité conditionnent clairement la morphologie « en escaliers » du toit du

rocher (Photo N° 10).

Les gneiss sont recoupés par une intrusion granitique subverticale d’orientation environ

Sud-Nord (Fig. N° 1 et Photo N° 12). Cette intrusion, déjà identifiée par forage en phase

d’APD, confirmée par les excavations a fait l’objet d’une reconnaissance complémentaire par le

forage incliné SD 107 mentionné précédemment. Cette reconnaissance était motivée

principalement par la forte fracturation du filon intrusif à l’affleurement (Photo N° 12), par

ailleurs certainement accentuée par le minage. De fait des pertes d’eau totales ont été

observées lors des essais de perméabilité effectués dans ce forage.

1 En fait, il s’agit de roches d’origine magmatique présentant certaines caractéristiques gneissiques (litage, foliation). Ces

caractéristiques restent cependant peu marquées et peuvent faire place localement à une texture migmatitique. L’appellation

« gneiss » fait donc référence ici à une roche plutôt massive ou en gros bancs que clairement litée, de meilleure qualité

géomécanique que des gneiss proprement dits.

Photo N° 9 : Vue générale des excavations en rive gauche (point de prise de vue voir Fig. N° 1)

Photos N° 10 et 11 : Rocher de fondation du noyau (points de prises de vues voir Fig. N° 1)

a



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D’une manière générale, le toit du rocher dégagé présente une géométrie plus accidentée

qu’attendu sur la base des forages de reconnaissance (« marches d’escalier » ou « cuestas »),

indétectable dans le détail à l’avance (géophysique inefficace à cette échelle, forages trop

ponctuels). Globalement, le rocher a été rencontré à une altitude un peu supérieure aux

prévisions dans la zone du noyau (où il est sain), et à une altitude inférieure aux prévisions de

part et d’autre.

Si la structure du rocher est une caractéristique qui obéit à certains principes géométriques

(pendage des couches, plissements), le toit du rocher est une surface qui comporte une

composante fortement aléatoire, essentiellement due aux phénomènes d’érosion, qui en rend

la prévision détaillée souvent impossible, ou qui nécessiterait des reconnaissances

extrêmement détaillées, hors de proportion avec les objectifs recherchés.

La très bonne qualité de ce « haut-fond » rocheux au droit du noyau, nettoyé de ses produits

d’altération par l’érosion fluviale, et donc très favorable en termes de fondation des ouvrages,

est à l’évidence lié à la très bonne qualité du rocher, tant en termes de dureté que de

massivité. La présence d’autres affleurements rocheux dans le cours du fleuve, tant en amont

qu’en aval, attestent de la présence d’autres seuils du même type.

En tout état de cause, les variations géologiques constatées par rapport aux prévisions, qui ne

constituent pas des surprises majeures, nécessitent cependant, dans l’emprise des travaux en

cours en rive gauche, certaines adaptations du projet. L’une d’entre elles est le

raccourcissement du mur de restitution rive droite de l’usine, conditionné par

l’approfondissement marqué du toit du rocher sain dans ce secteur. Les implications

constructives de cette modification sont commentées au chapitre 8.

Mis à part les conséquences pratiques des sur-profondeurs du rocher, sa très bonne qualité

géomécanique (rocher souvent massif, très dur, peu à très peu altéré) permet sans autre d’y

fonder directement le noyau de la digue, c’est-à-dire à la fois de renoncer au minage du toit

du rocher et au béton de régularisation. Les options prises par la direction des travaux de se

limiter à atténuer les « marches d’escalier » hautes de plus d’un mètre au moyen de « talus

en béton » 1/1 et de traiter localement les fractures traversant la fondation apparaissent très

judicieuses et parfaitement adaptées aux conditions locales rencontrées.

Intrusion granitique

Gneiss

Photo N° 12 : Intrusion granitique (point de prise de vue voir Fig. N° 1



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5.5 Conditions hydrogéologiques

Les excavations visitées sont caractérisées par la rareté des venues d’eau observées. Les

quelques suintements observés dans le rocher de fondation de la digue-batardeau illustrent à

elles seules sa très faible perméabilité.

Deux zones légèrement aquifères ont été repérées. L’une au pied du talus d’excavation en rive

gauche, l’autre dans le secteur du mur de restitution rive droite de l’usine (localisation voir

Fig. N° 1 entre les forages destructifs SC 201 et 202).

Les premières, qui sont liées à des écoulements naturels en provenance du versant rive

gauche traduisent l’existence de niveaux à perméabilité accrue dans la couverture meuble

recouvrant la roche en place. S’agissant de cheminements préférentiels potentiellement

dangereux pour le projet (risque de contournement et d’érosion interne), ils ont motivé, à bon

escient, la réalisation de forages de reconnaissance complémentaires (voir Fig. N° 1) dont le

premier était en cours de réalisation lors de la mission de janvier.

Les résultats de ces forages, et des essais de perméabilité qui y seront exécutés, permettront

cas échéant d’y adapter le projet (voile d’injection en particulier).

Quant aux venues d’eau observées dans le secteur Nord du chantier en cours (zone du mur

de restitution rive droite de l’usine), leur origine est certainement en relation avec le fleuve.

Il n’est pas clairement établi s’il s’agit de circulations au sein des terrains meubles de

couverture, de la tranche altérée du soubassement ou à l’interface des deux terrains. Dans

cadre de l’étude des modifications de projet en cours (raccourcissement du mur) il conviendra

d’en préciser les incidences potentielles.

5.6 Conclusions et recommandations du point de vue géologique

Les observations qu’ont permises les visites de chantier des 11, 12 et 13 janvier 2013 ont

donné une très bonne image des conditions géologiques de fondation des futurs ouvrages de

la rive gauche. Le moment de la visite était optimal du point de vue de la visibilité géologique.

D’une manière générale les conditions géologiques de la zone examinée (pertuis, usine et

digue de transition rive gauche) sont en très bonne concordance avec les prévisions, tant sur

la nature que sur la qualité du rocher de fondation. On peut même relever que ce dernier

présente une excellente qualité géomécanique, en particulier à l’axe du projet, c’est-à-dire

dans la zone de fondation du futur noyau étanche.

Les surcreusements observés de part et d’autre de l’axe sont certes un peu défavorables (en

particulier dans la zone aval où l’abaissement du toit du rocher impacte sur la conception du

mur de restitution « rive droite » de l’usine.

Concernant la digue rive gauche, les venues d’eau observées en pied de talus d’excavation

(écoulements relativement faibles mais non négligeables) attestent de la présence de niveaux

à perméabilité accrue au sein des terrains en place, situation qui peut présenter un risque de

contournement de l’ouvrage et d’érosion interne lors de la mise en eau. La décision prise par

la direction des travaux de réaliser 3 forages de reconnaissance complémentaires (Fig. N° 1)

est à ce titre parfaitement appropriée.



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5.7 Recommandations et propositions

La question d’une incidence du surcreusement du rocher constaté en aval de la future usine

sur les conditions de fondation du barrage BCR a été évoquée dans divers documents ainsi

que lors des discussions au cours des visites de terrain.

La Fig. N° 1 montre le nombre de forages de reconnaissances disponibles et au droit desquels

la position de la roche en place doit être connue.

Sachant par ailleurs que des investigations par géophysique ont eu lieu dans le cadre des

études de l’APD, il serait judicieux de procéder à un réexamen de la situation à la lumière des

données acquises par les excavations, à savoir examiner si une nouvelle interprétation des

résultats de la géophysique calée sur ces nouvelles données serait en mesure d’apporter des

informations plus précises.

On rappellera en outre que l’extension de la carrière de Mbi Bawarra doit être suivie du point

de vue géologique sur le plan du potentiel d’alcali-réaction. Sans changement pétrographique

notoire le risque semble toutefois très réduit.

Photo N° 13 : Vue générale des travaux depuis l’angle aval du batardeau de phase 1

6 INJECTION DU ROCHER

6.1 Généralités

Les forages d’injection de consolidation sont de 6 m de profondeur injectés en deux tranches

de 3 m en remontant, forés selon une maille primaire orthogonale de 3 m x 3 m. Si les

absorptions sont importantes, il est prévu une maille de forages secondaires placés au centre

du carré de 3 m x 3 m.

L’injection est exécutée selon la méthode GIN, qui spécifie une valeur limite du produit de la

pression x le volume injecté (P x V), la valeur limite étant dégressive quand le volume injecté

augmente. Une courbe limite est fixée a priori sur la base de l’expérience et des conditions

géologiques locales. Cette méthode a essentiellement pour but d’éviter des effets de vérin en

cas de grosses absorptions à forte pression. La courbe peut ensuite être adaptée en fonction

de l’expérience acquise avec les premiers forages.

6.2 Essais préliminaires

Il a été exécuté des essais mécaniques (flexion et compression) sur le ciment qui est du

CEM I 42.5 CAM, selon la norme NF-EN 196-1. Ensuite des essais de temps de prise du coulis

selon la norme NF EN 196-3+A1, avec et sans adjuvant, ainsi que des essais de densité, de

viscosité et de décantation qui ont permis de choisir la composition du coulis à injecter. Les



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résultats de ces essais ne présentent pas d’anomalies, les résultats sont bons et cohérents et

n’appellent donc pas de commentaires particuliers.

Trois plots d’essai sont prévus. Actuellement deux plots d’essais d’injections de consolidation

ont été réalisés, l’un en rocher non perturbé par les travaux de minage, l’autre en rocher miné

Un troisième essai, non encore réalisé, est prévu dans l’intrusion granitique. (Situation des

plots d’essais voir Fig. N° 1).

Les résultats détaillés du panneau 2 dans la zone des pertuis de dérivation sont donnés dans

le rapport provisoire du 11 janvier 2013. Ce panneau est formé de 4 lignes de 3 forages

primaires et 6 forages secondaires à l’intérieur de cette maille, qui a été élargie dans un

deuxième temps par une ligne de 3 forages primaires et deux forages secondaires dans la

zone où les absorptions étaient supérieures à 100 kg/m.

Ces deux premières séries d’essais (forages de 6 m selon une maille de 3 x 3 m) ont montré

des absorptions dans l’ensemble très faibles, ce qui est en bonne concordance avec la

massivité du rocher de fondation observé en fond d’excavation. Lorsque les absorptions

étaient localement fortes (tranche 0-3 m), les forages secondaires réalisés à proximité ont

présenté des absorptions à nouveau très faibles.

6.3 Injection de consolidation du rocher de la fondation des pertuis

Les injections de consolidation du rocher sont prévues dans les zones suivantes :

• Le Plot A, qui concerne la fondation du noyau de la digue de transition rive gauche ;

• Le plot B, qui concerne la fondation de la dérivation provisoire ;

• Le plot C, qui concerne la fondation du barrage principal en BCR ;

• Le plot D, qui concerne la fondation du noyau de la digue de transition en rive droite.

Actuellement les injections du rocher de fondation ont été exécutées dans la zone du plot B et

les résultats font l’objet du rapport d’analyse provisoire déjà cité ci-dessus et qui nous été

remis sur place lors de la visite, par la direction des travaux.

Les résultats d‘injection sont donnés sous forme de grille, selon la maille de 3 x 3 m y compris

la maille des forages secondaires. Dans cette grille les forages qui ont absorbé plus de

100 kg/m sont en rouge et ceux qui ont absorbé moins de 100 kg/m sont en vert, les

symboles laissé en blanc n’ont pas été forés.

L’absorption de coulis est faible, elle est de 11 kg/m, tous forages confondus, de 12 kg/m

dans les forages primaires et de 1 kg/m dans les forages secondaires.

Comme attendu elle est plus grande dans le première tranche de 3 m dans les zones excavées

à l’explosif et beaucoup plus faible ailleurs où le rocher a simplement été découvert. C’est un

résultat conforme à ce que l’on pouvait attendre au vu du rocher mis à découvert.

On peut aussi remarquer que la maille de 3 m est judicieuse puisque les forages secondaires

n’absorbent pratiquement rien, 1 kg/m, cela correspond au remplissage du trou de forage.

Compte tenu de ces bons résultats, obtenus avec la maille primaire, il a été renoncé, dans la

zone des pertuis, aux forages secondaires systématiques pour les réserver, cas échéant à des

zones plus perméables. Cette option apparaît tout à fait judicieuse du point de vue du

géologue.

Pour un premier panneau c’était un bon contrôle et si les conditions géologiques de la

fondation restent les mêmes alors on devrait pouvoir se passer de la maille secondaire, mais

c’est à apprécier de cas en cas lors la découverte du rocher, donc après excavation.



18/36

La seule remarque ou suggestion que l’on peut faire c’est que le critère de 100 kg/m pour

classer les forages, selon l’absorption en kg/m est manifestement trop haut. Il faut abaisser

cette limite de classement.

7 PLANCHE D’ESSAI DE MISE EN PLACE DES ENROCHEMENTS TYPE E

Lors de la visite de chantier le Panel a assisté aux essais de mise en place et de compaction

des enrochements type E.

Cette planche d’essai fait l’objet d’un rapport du maître d’œuvre, COB-ISL, daté du 11 février

2013 et remis au Panel par EDC par un courriel du 21 février 2013.

Cet essai a été exécuté sur quatre couches et pour chacune des couches trois variantes de

compactage avec 6, 8 et 10 passes. Les caractéristiques des engins utilisés sont données dans

le rapport mentionné ci-dessus :

Photo N° 14 : Planche d’essai, mise en place des enrochements type E



19/36

Photo N° 15 : Planche d’essai mesure de la densité et de la granulométrie

N° de la couche

Epaisseur avant

compactage [cm]

Epaisseur après

compactage [cm]

Nombre de passes

Densité humide [t/m3]

4 98 90

10 2,131

8 2,302

6 2,256

3 112 100

10 2,194

8 2,211

6 2,336

2 113 100

10 2,471

8 2,110

6 2,234

1 89 80

10 2,119

8 2,346

6 2,230

Tableau N° 1 : Résumé des mesures de densité en fonction de l’énergie de compactage

Du tableau 2 du rapport on relève les particularités suivantes en ce qui concerne l’effet des

différentes variantes de compactage :

• Le nombre de passes ne semble pas influencer l’épaisseur finale de la couche puisque

une seule valeur est mentionnée par couche, quel que soit le nombre de passes.

• La densité humide après compaction varie très peu d’un essai à l’autre et ne semble pas

être corrélée avec le nombre de passes du compacteur, il n’y a donc pas d’augmentation

de densité quand l’énergie de compactage augmente.

• Vraisemblablement la méthode de mesure de la densité donne des résultats non

représentatifs.



20/36

En ce qui concerne la granulométrie des matériaux compactés on relève que pour les quatre

couches la granulométrie est toujours très proche voire parfois au-delà de la limite supérieure

du fuseau prescrit, donc du côté des fines. Il est recommandé d’améliorer le minage et le tri à

la carrière pour augmenter la proportion d’éléments grossiers

D’autre part l’augmentation de l’énergie de compactage ne semble pas fractionner les

agrégats, puisque la courbe rouge correspondant à 6 passes est toujours du côté des fines et

les courbes violettes (8 passes) et bleues (10 passes) sont toujours du côté des plus grossiers.

Conclusions

Les résultats de cette planche d’essai ne permettent pas de tirer des conclusions pertinentes

ni de choisir quelle énergie de compactage il faudrait adopter, entre les variantes à 6, 8 ou 10

passes. Or c’est relativement important car le choix du nombre de passes a une influence sur

le rendement de la mise en place, donc sur le programme d’avancement des travaux.

8 HYDRAULIQUE ET HYDROLOGIE

8.1 Les organes évacuateurs de crues

8.1.1 Les passes vannées

La proposition du maître d’œuvre consistant à réduire à trois - au lieu de quatre - le nombre

des passes vannées et à les élargir (de 8,75 m à 13 m de large) est judicieuse. Elle réduit en

effet le risque d’embâcle par les troncs d’arbres tout en augmentant (d’environ 11%) le débit

maximum qu’il est possible d’évacuer. Cette disposition est en effet plus sûre que la mise en

place d’une drome, difficile à implanter à l’amont des évacuateurs. Toutefois, en dépit des

clapets prévus sur deux des vannes segments, qui évacueront l’essentiel des corps flottants à

l’occasion des crues modérées, la réduction du risque d’embâcle par l’élargissement des

passes au moment des crues importantes ne peut être efficace que s’il existe un tirant d’air

suffisant entre chaque lame d’eau et sa vanne segment levée. Cette circonstance ne se

rencontrera probablement que pour une ouverture totale de chaque vanne segment2. Il faut

donc gérer les mouvements des vannes segments de façon à permettre cette ouverture de

temps en temps. On veillera par ailleurs à disposer les clapets sur les deux vannes les plus

proches de l’usine afin de pouvoir dégager plus facilement la prise d’eau de l’usine des

éventuels corps flottants qui pourraient la gêner.

Ce point renvoie aux consignes de fonctionnement pour les trois vannes de l’évacuateur qui restent à définir. Ces consignes seront-elles définies en fonction du

niveau de l’eau au droit du barrage ? Des mesures de niveaux d’eau dans les rivières à

l’amont du barrage sont-elles prévues ? (afin d’estimer les apports avant qu’ils se traduisent

par une élévation du plan d’eau). Comment seront assurées les mesures (appareillages,

nombre de mesures) ? Comment les données seront-elles transmises ? Quelle forme de

régulation sera mise en place ?

2 L’étude sur modèle réduit n’a pas abordé explicitement cette question qui mériterait pourtant une confirmation : dans quelles

conditions de levage les vannes segments laissent-elles un tirant d’air suffisant pour permettre le passage des objets

importants tels que les troncs d’arbres (de l’ordre du mètre) ?



21/36

Conformément aux délais imposés dans la procédure de sécurité B 4.37 de la Banque

Mondiale, le manuel d’exploitation qui contient ces consignes de fonctionnement devra être

complété progressivement en l’adaptant aux spécificités du barrage de Lom Pangar.

Les passes vannées jouant l’essentiel du rôle d’évacuation des crues - en complément des

vannes de restitution qui interviennent aussi - la sécurité de l’ouvrage repose sur un fonctionnement parfait des commandes d’ouverture de toutes ces vannes. Une

redondance et un bouclage du câblage de l’alimentation des moteurs et des commandes sont

à prévoir et un automatisme complet pour la commande de ces ouvertures ne doit pas

empêcher la possibilité de leur pilotage manuel en cas de besoin.

Ces éléments de sécurité de fonctionnement doivent être définis rapidement, l’accent doit être

mis sur les dispositions prévues, pour assurer une fiabilité et une sécurité maximale.

Rappelons à toutes fins utiles que selon les exigences de la procédure B 4.37, Annexe A, de la

Banque mondiale, la version finale du Manuel d’Exploitation, de surveillance et d’entretien

(Operation and Maintenance Plan) doit être soumise pour revue par le Panel six (6) mois

avant le début du remplissage de la retenue, alors que celle du Manuel de préparation aux

situations d’urgence (Emergency Prepareness Plan) doit être soumise pour revue par le

PEI/PSB un (1) an avant le début du remplissage de la retenue.

8.1.2 Les hausses fusibles

Il est également proposé de remplacer la hausse fusible prévue de 11 m de large par deux

hausses côte à côte de 6,5 m de large chacune et dont le déclenchement serait légèrement

décalé par le biais de leurs deux puits de mise en pression décalés. Cette modification

présente les mêmes avantages que celle qui concerne les passes vannées : élargissement

global, donc meilleure débitance totale (augmentation d’environ 18%) et meilleur passage

pour les troncs d’arbres éventuels. Par ailleurs cette mesure pourrait faciliter la réalisation

et/ou le transport de la hausse fusible ou de ses éléments dont la taille, sinon (13 x 7 m),

nécessiterait des moyens techniques de soudure sur place et de levage très importants et/ou

un convoi exceptionnel probablement délicat. Enfin le basculement de deux hausses fusibles

sur le parement aval de l’évacuateur serait probablement moins perturbateur puisque le poids

de chacune est réduit par rapport à celui de la hausse unique.

Plusieurs questions se posent tout de même à propos de cette disposition en deux hausses

jumelles :

1. L’étanchéité de la jonction entre les deux hausses peut-elle être traitée de façon

durable ? De quelle façon ? A ce sujet les plans ne sont pas explicites car ils ne

montrent qu’un trait pour illustrer la jonction entre les deux hausses. Un détail doit être

fourni pour comprendre le fonctionnement et les éventuelles interactions en cas de

basculement de la première hausse. Existe-t-il des exemples de hausses jointes de cette

importance ? (elles mesurent près de 7 m de hauteur).

2. Quel avantage, sur le plan hydraulique, apportent deux basculements plutôt qu’un seul

dans la mesure où le basculement de la première hausse réduit le niveau d’eau dans la

retenue à la cote du socle de la hausse (665.75), quel que soit le comportement de la

deuxième ? Par ailleurs dans la mesure où la différence de leurs seuils de

déclenchement est faible, le risque d’un effet d’entraînement ou de blocage de l’une par

l’autre ne doit pas être négligé. En effet quand une hausse bascule, l’écoulement le

long de la face verticale de la hausse restante – n’ayant vraisemblablement pas un

profil hydraulique arrondi d’un mur bajoyer – s’effectuera sous forme d’un jet contracté



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avec entraînement d’air et instabilité latérale potentielle du jet. C’est à vérifier.

Introduire un pilier en béton entre les deux vannes fusibles permettrait de résoudre ce

problème mais réduirait la largeur et donc augmenterait le risque d’embâcle (ce risque

est peut-être moins grave que celui d’un mauvais fonctionnement de deux hausses

jumelles et accolées).

Afin de ne pas perdre tout le volume d’eau compris entre la cote 665.75 et le niveau de la RN

(672.7) il est judicieux, sinon indispensable, comme le suggère le maître d’œuvre, de prévoir

un batardeau capable de retenir une partie de ce volume estimé à 3 milliards de mètres

cubes. La mise en place, en eau vive, d’un tel batardeau compte tenu de la vitesse du courant

et de la force qu’il exerce sur chaque élément est une opération certainement difficile à

réaliser. Elle l’est sans doute d’autant plus que la largeur de la passe est plus grande ;

probablement l’est-elle davantage encore lorsque seulement une des hausses a basculé et pas

l’autre (le batardeau est à descendre dans une lame d’eau vive coulant sur une hauteur

proche de 7 mètres sur la moitié de sa largeur de la passe de 13 m). Ceci nécessite une étude

mécanique et hydraulique particulière des éléments de batardeaux de telle façon que ceux-ci

puissent glisser vers le bas malgré la poussée exercée par l’eau qui s’écoule (patins à très

faible coefficient de frottement) et en leur donnant une géométrie de chaque élément telle

que ceux-ci aient une tendance à être tirés vers le bas sur toute leur course. L’étude

mécanique devra donc vérifier que cette descente est possible même dans le cas où une seule

hausse fusible a basculé.

Une étude sur modèle réduit pourrait être utile pour ce type de batardeau descendant en eau

vive, l’eau coulant sur la totalité de sa largeur ou bien uniquement sur la moitié de sa largeur

car il est alors soumis à une poussée de l’eau dissymétrique. Une recherche de références

bibliographique de cas semblables est également indispensable.

Enfin la capacité du portique de manutention doit également être adaptée pour manipuler ces

éléments de batardeaux à introduire en eau vive.

Au bilan, la proposition d’élargir de 11 m à 13 m la passe pour la hausse fusible est, a priori,

positive. L’idée de positionner deux hausses côte à côte nécessite de vérifier auprès du

constructeur qu’il saura gérer la jonction et les écoulements entre ces deux hausses. Il faut

aussi que la mise en place d’un batardeau dans cette passe agrandie soit réellement possible

après le basculement des deux hausses ou encore d’une hausse sur les deux. Sinon il pourrait

être préférable de revenir à une seule hausse de 13 mètres de large (ou, à la rigueur de 11

mètres de large). Ou encore de prévoir un pilier en béton entre les deux hausses, ce qui

réduirait la débitance totale (mais reviendrait aux dimensions initiales). Les conditions de

transport des éléments jusqu’au site, celles du montage et de la soudure sur place de la

hausse fusible en fonction de son ampleur pourraient également jouer un rôle dans le choix

de la meilleure solution. Le choix définitif du nombre de hausses fusibles et de leurs

dimensions dépend donc des références du constructeur sur les hausses jointes et aussi, peut-

être, des dimensions maximales possibles pour un transport par convoi exceptionnel jusqu’au

site du barrage.

8.2 Les coursiers des évacuateurs et la fosse de dissipation

8.2.1 Essai sur modèle réduit hydraulique, généralités

L’étude sur modèle réduit effectuée par le laboratoire de l’Université de Liège au sujet du

fonctionnement des évacuateurs, permet de distinguer trois types de problèmes : ceux qui



23/36

sont liés aux écoulements dans les coursiers des évacuateurs, ceux qui concernent les

courants de retour dans la zone de restitution des eaux et enfin ceux qui sont en relation avec

les fosses d’érosion.

8.2.2 Les coursiers

L’étude conclut : « le fonctionnement hydraulique de l’EVC vanné est généralement satisfaisant »,

avec la seule réserve suivante : « A partir du débit de période de retour 10'000 ans, des

perturbations d’écoulement deviennent visibles le long du bajoyer rive droite de la passe rive droite ».

En revanche pour l’évacuateur de secours : « …on peut penser que le fonctionnement de l’EVC de

secours serait grandement amélioré si sa géométrie se rapprochait de celle de l’EVC vanné,

éventuellement en conservant un seuil épais [...] l’utilisation d’un coursier lisse et d’un saut de ski biaisé

ou à génératrices non parallèles à l’axe du barrage permettrait une restitution des débits de l’EVC de

secours au même endroit que ceux de l’EVC vanné, avec dès lors une diminution significative des risques

d’érosion spécifiques liés au fonctionnement de l’EVC de secours. ».

Le maître d’œuvre retient les modifications suivantes :

• Remplacer le coursier en marches d’escalier, derrière la hausse fusible, par un coursier

lisse terminé par une cuillère, comme pour les passes vannées.

• Prolonger les deux piles séparatrices des trois passes vannées, afin d’améliorer

l’écoulement et de réduire les érosions en cas d’ouvertures non uniformes des vannes.

La première de ces propositions reprend la suggestion du laboratoire sans entériner la

déviation du jet vers le centre de la fosse de dissipation.

8.2.3 Les courants de retour

L’étude met en évidence des courants de retour importants en rive droite. Ceux-ci sont

susceptibles de déchausser le mur de soutènement rive droite.

« les principaux problèmes d’érosion identifiés sont imputables principalement à l’EVC de secours et au

courant de retour en rive droite […]. Pour le second point, une solution pourrait être de prolonger le mur

de soutènement en rive droite de façon à dépasser le point d’impact des jets en provenance de l’EVC

vanné et dès lors atténuer l’emprise des courants de retour vers la rive droite, au pied de la digue de

transition ».

Il existe aussi des courants de retour en rive gauche, du côté de l’usine, mais leur importance

est moindre, sauf en cas de débits très élevés.

8.2.4 La fosse de dissipation

L’étude est réalisée avec un matériau meuble (un gravier) qui matérialise rapidement les

zones où l’énergie de l’eau est la plus forte. Le modèle illustre ainsi les zones d’érosion et les

zones de dépôts.

L’érosion est forte au pied du mur de soutènement en rive droite et au pied de la digue de

transition rive droite. Une érosion importante est également visible le long du mur guideau et

à son extrémité aval. Le laboratoire recommande de réaliser des pré-fosses de façon à

diminuer les dépôts solides et à réduire les courants que ces dépôts accentuent.



24/36

8.2.5 Conclusions et recommandations

Les problèmes soulevés par l’étude sur modèle réduit doivent être pris au sérieux, d’autant

plus que 1) la simulation a été réalisée sur la base d’une estimation de crues plus faibles que

celles qui ont été finalement retenues dans l’APD ; 2) la concentration des écoulements en

provenance des évacuateurs vannés en trois passes en non quatre pourrait aggraver les

phénomènes de courants de retour et d’érosion rencontrés. Il en est de même pour l’effet de

l’élargissement de l’évacuateur de crue de secours.

En conséquence les érosions observées sur le modèle (notamment au pied du mur bajoyer

rive droite et au pied aval de la digue de transition) doivent être traitées. Les documents

actuels ne disent pas comment ils le seront. Par exemple, quid de la recommandation faite par

le laboratoire de recentrer les jets issus des coursiers au moyen d’un saut de ski à

génératrices non parallèles à l’axe du barrage ? De rallonger le bajoyer rive droite à l’aval ?

S’il en est encore temps, une simulation complémentaire serait utile, avec des débits ajustés

sur les valeurs retenues dans l’APD, et des passes élargies, comme sur le projet actualisé.

L’éventuel bénéfice de la déviation du jet sur les courants de retour et sur les érosions

pourrait être vérifié sur le modèle.

8.3 Etude de dangers, la sécurité de l’ouvrage pendant et après la construction

Sur la base des documents qui nous ont été remis, nous examinons ici quelques-uns des

risques auquel l’ouvrage est exposé, pendant la phase actuelle de sa construction ou au-delà,

à l’occasion des crues.

8.3.1 Note sur les débits du LOM

La note « Calculs hydrauliques de la courbe de tarage aval » montre que la courbe de tarage

du LOM au droit du barrage n’a été mesurée que dans la plage de 25 m3/s à 850 m3/s et

extrapolée au-delà de ces valeurs. L’extrapolation est faite au moyen d’un ajustement

polynomial qui se trouve validé par une modélisation mono dimensionnelle dans laquelle le

coefficient de Strickler a été pris égal à 20 (SI), valeur qui semble faible pour ce genre de

rivière large à pente relativement faible.

Ces circonstances ne conduisent pas à contester les analyses fréquentielles des débits de

crues sur le LOM dans le domaine des crues courantes ; en effet ces valeurs sont cohérentes

que l’on prenne en compte le LOM seul ou bien l’échantillon des valeurs régionales (APD). En

particulier la faible différence de valeurs entre Q50 et Q100 (respectivement 1’460 m3/s et

1'580 m3/s) n’est pas vraiment douteuse. En revanche, elles militent pour la prudence quant

aux valeurs fortes des crues dont les débits pourraient être estimés avec une grande

incertitude.

8.3.2 La dérivation provisoire

Le fonctionnement hydraulique de la dérivation provisoire a fait l’objet d’une modélisation

numérique bidimensionnelle et d’une analyse bien menées.

Les résultats qui concernent la phase I (écoulements dans le lit du LOM, repoussé ou non vers

la rive gauche) n’appellent pas de commentaires particuliers : le chenal du LOM élargi a

fonctionné pendant la saison des hautes eaux de l’année 2012 et, a priori, il ne devrait plus

servir pendant la prochaine.



25/36

En revanche, pendant la phase II, les écoulements seront détournés dans la dérivation

provisoire en cours de construction (phase I). La modélisation hydraulique de l’écoulement

dans les cinq pertuis de dérivation a été faite pour le débit cinquantenal (1’460 m3/s) et pour

le débit centennal du LOM (1'580 m3/s) au travers de la dérivation. Elle montre que :

Pour le débit cinquantenal, dans les conditions de niveau de fouilles prévues à l’APD (cote 632

en fond de chenal de dérivation sur une longueur de 65 m à l’amont et 110 m à l’aval des

pertuis) la dérivation provisoire fonctionne bien. Les niveaux d’eau à l’amont comme à l’aval

des pertuis, revanches comprises, restent inférieurs aux cotes des murs bajoyers (645 pour le

mur amont ; 643 pour le mur aval). En revanche les courants de recirculation en amont du

chenal d’amenée sont importants (de l’ordre de 5.5 m/s) et nécessiteront des mesures de

protection contre l’érosion des batardeaux amont.

La modélisation est reprise pour des fouilles réduites (la cote naturelle est conservée – 633 à

l’aval et 634 à l’amont -, sauf sur une dizaine de mètres qui sont creusés à la cote 632 à

l’amont). Dans ce cas, la diminution du volume de fouilles à l’amont entraîne une

augmentation du niveau d’eau de l’ordre de 15 cm dans le chenal de dérivation ; le niveau

aval n’est pratiquement pas affecté. Le mur bajoyer amont, dans ce cas, reste tout juste

suffisant. La décision de ne pas creuser dans le socle rocheux, sauf sur une dizaine de mètres

à l’amont des pertuis, est prise.

Le modèle a été activé aussi pour une crue centennale, dans les conditions d’un socle ramené

à la cote 632, à l’amont et à l’aval. Celle-ci montre que les niveaux d’eaux en amont comme

en aval ne respectent pas une revanche suffisante ; des débordements sont à prévoir qui

menacent la zone de chantier de phase II. Le modèle n’a pas été activé pour le même débit,

dans les conditions de fouilles réduites. On peut penser, sans grand risque d’erreur, que les

niveaux d’eau seront supérieurs d’une bonne quinzaine de centimètres, générant donc des

débordements importants au-dessus des batardeaux et dans la zone de chantier.

Finalement les conditions de l’écoulement dans la dérivation provisoire sont correctes pour un

niveau de crue cinquantenale mais pas au-delà. Il n’existe aucune marge de sécurité

supplémentaire par rapport à ce débit (sauf peut-être celle qui proviendrait d’une sous-

estimation éventuelle du coefficient de Strickler déjà mentionnée mais dont l’impact serait

assez faible). Dans le paragraphe qui suit on s’interroge sur la pertinence de ce niveau de

protection.

8.3.3 Le calendrier du chantier et les risques associés

Nous avons connaissance d’un calendrier prévisionnel dans lequel l’achèvement des travaux

était pour la fin 2014, la fin de la phase I en début 2013, l’achèvement de la phase II et le

début de mise en eau en mai 2014 (cf. calendrier des travaux dans le dernier rapport mensuel

d’avancement à notre disposition - Novembre 2012 -). La phase I n’étant pas encore

terminée, ce calendrier ne sera pas tenu et la dérivation provisoire devrait entrer en fonction

plutôt vers Juin 2013.

La phase II était donc prévue pour durer de 16 à 18 mois dans le calendrier prévisionnel. Si

elle démarre en juin 2013, ce sont donc deux saisons de hautes eaux, et non pas une seule,

qui seront à dériver par les chenaux et les pertuis de dérivation provisoire dont on vient de

voir qu’ils permettent de passer le débit cinquantenal mais sans marge de sécurité.



26/36

Au sens des études de danger, cette double saison de hautes eaux correspond à un quasi

doublement du risque d’inondation du chantier. Plus exactement, la probabilité que le chantier

subisse une crue supérieure à la crue de retour T sur une durée de n année est :

P = 1 – (1 – 1/T)n

Pour T = 50 ans, cette probabilité passe de 2% à 3,9% en passant d’une année à deux

années de hautes eaux dans la dérivation provisoire. Pour retrouver un niveau de risque

équivalent à 2% sur deux années, il faut assurer une protection contre la crue centennale.

Une surélévation de 50 centimètres des bajoyers de l’entonnement amont (qui seraient donc à la cote 645.5) et du batardeau de protection du chantier (qu’il faudrait relever un peu davantage puisque le plan d’eau amont est à une cote légèrement supérieure) permettrait ce retour à un niveau de sécurité voisin de celui qui était visé.

8.4 Les crues et leur laminage par les évacuateurs

L’étude du laminage des crues pour les dimensions augmentées de l’évacuateur (passes

vannées et hausse fusible) et en supposant le niveau d’eau à la cote de la Retenue Normale

(RN) en début de crue, confirme les performances correctes de l’évacuateur en conditions

normales (tout fonctionne bien) ou en conditions dites « très dégradées » (une vanne

segment bloquée, les deux autres ayant leurs capacités réduites de 30% par suite

d’encombrements). Le niveau dit des « Plus Hautes Eaux », correspondant à celui du plan

d’eau pendant la crue décamillénale en conditions normales est de 673.6 ; Pour la crue

exceptionnelle (CMP) en conditions normales, ce niveau est de 674.2.

Cette même crue exceptionnelle (CMP) surélève le plan d’eau d’environ 3.15 m en conditions

très dégradées ; elle provoque le pivotement de la hausse fusible. L’eau atteint la cote 675.84,

ce qui laisse une revanche de 1.7 m par rapport à la crête de l’ouvrage. Mais ce niveau est

pourtant critique puisque la crête du noyau de la digue en terre est à la cote 675.30, donc

54 cm en dessous du niveau des eaux. L’eau traverserait donc la digue au-dessus du noyau

pendant une durée proche d’une vingtaine de jours, à travers les couches CR, T et E2 qui sont

perméables3 et ruissèlerait sur le parement aval.

Fig. N° 2 : Profil type de la digue, détail du couronnement et du noyau

La protection de l’ouvrage contre la CMP, en conditions « très dégradées » nécessite donc une

surélévation de cinquante centimètres de la crête du noyau de la digue en terre.

3 Sur la coupe type, tirée de la planche COB-ISL N° 33-EC-002, la représentation graphique indique apparemment un

saut brutal de granulométrie entre les couches T et E2, ce qui est à éviter, alors que sur la planche COB-ISL N° 33-

EC-003, les granulométries T et E2 sont confondues dans le même fuseau.



27/36

L’absence de cette surélévation serait incohérente, l’ouvrage n’étant pas capable de résister

mécaniquement à l’événement extrême pour lequel il résiste hydrauliquement. Cette

recommandation avait déjà été faite à l’étape du projet (APD).

Au bilan de cette analyse des dangers, la protection du chantier contre l’inondation est fragile,

d’autant plus que la phase II du chantier subira deux saisons de hautes eaux. Par ailleurs, les

évacuateurs sont capables d’évacuer les crues exceptionnelles attendues, une surélévation de

la crête du noyau de la digue permettrait d’assurer la cohérence des niveaux de risque sur le

plan hydraulique et mécanique. Par ailleurs, cette tenue est liée au bon fonctionnement des

organes que sont : les pertuis de restitution (qui sont considérés comme ouverts pendant les

crues importantes) et les vannes segment. Il importe que les dispositions soient prises pour

que ces organes soient toujours en état de fonctionner, que les consignes d’ouverture soient

claires et qu’il existe une possibilité de les contrôler manuellement, en cas de besoin.

8.5 Les pertuis de restitution et le mur guideau

8.5.1 Les pertuis de restitution :

Le fonctionnement des pertuis de restitution a été étudié sur le modèle réduit hydraulique.

Une amélioration judicieuse de la géométrie a été proposée (divergents à l’aval des pertuis).

L’analyse des effets des jets issus des pertuis - notamment selon le positionnement relatif du

petit pertuis par rapport aux deux grands - révèle :

Que les jets provoquent des courants de retour en rive droite susceptibles de déclencher des

érosions au pied de la digue de transition et du mur de soutènement ; cet effet vient s’ajouter

à celui, déjà commenté, des passes évacuatrices de crues. Mais son impact sera de plus

grande durée (les pertuis de restitution fonctionnent pratiquement en permanence). Les

mesures de protection autour de l’extrémité aval du mur de soutènement et de la digue de

transition sont donc nécessaires.

Qu’une position centrale du plus petit pertuis (pratiquement toujours ouvert) réduirait les

effets de l’érosion due aux jets sur la fondation du mur guideau. Néanmoins, le Laboratoire

d’Hydraulique de l’Université de Liège considère qu’une réduction des érosions serait possible

et fait la suggestion suivante qui n’a pas été reprise dans les plans :

« Finalement, il apparait que les pertuis ont un impact non négligeable sur la stabilité du mur guideau

au travers du développement de la fosse secondaire. […] Il en ressort dès lors que la géométrie des

sauts de ski pourrait être modifiée afin de dévier les jets en provenance des pertuis vers la droite, par

exemple à l’aide d’une cuillère biaisée ou à génératrices non parallèles à la crête du barrage. Une autre

option serait de déplacer le mur guideau vers la gauche afin de le coller à l’ouvrage de restitution de

l’usine et l’éloigner de la fosse d’érosion secondaire. »

Que le mur guideau joue un rôle positif en empêchant les recirculations devant l’usine. Le

rapport indique : « Le mur guideau joue pleinement son rôle ».

8.5.2 Le mur guideau

Les conditions de fondation ont amené le maître d’ouvrage à proposer un raccourcissement du

mur guideau initialement prévu d’une longueur de 110 m d’amont en aval. En effet le toit du

rocher plonge à partir d’une distance d’environ 53 à 54 m depuis l’amont. L’adaptation du

projet consiste à raccourcir ce mur d’une quarantaine de mètres. Il ne mesurerait plus que

70 m de longueur, et ne conserverait qu’une longueur de 16 m au-delà de la zone de rocher

sain affleurant.



28/36

L’impact du raccourcissement du mur sur les batardeaux de phase III à mettre en place est

analysé dans la note en date du 10.01.2013 « Modification de la conception du mur de restitution

pour tenir compte des conditions de fondation ». Cette note précise la façon dont le plongement

du toit du rocher et la réduction de la longueur du mur guideau modifient la conception et la

réalisation des batardeaux à construire pour les phases II (chenal de la dérivation provisoire)

et III (construction de l’usine). Ainsi :

1. Le mur guideau est construit d’abord sur la moitié de la longueur initialement prévue,

jusqu’au plongement du socle ;

2. La crête du batardeau de phase I, dans la zone concernée, est descendue de la cote

643 à la cote 639 ce qui diminue l’emprise au sol de ce batardeau et permet de

descendre la fondation du mur guideau jusqu’au niveau d’un sol compact reconnu dans

l’excavation effectuée sur site (il ne s’agit pas de la roche dure). Un béton est encastré

dans ce sol pour servir de fondation du prolongement du mur ;

3. Le mur guideau est prolongé de 16 m sur cette fondation ;

4. Le mur guideau ainsi raccourci permet d’appuyer, sur son bord rive droite le batardeau

aval de la dérivation provisoire, ainsi que, sur son bord rive gauche, l’amorce d’un

batardeau de phase III. Il s’agit d’un mur en gabions dont le prolongement sera

effectué en temps voulu pour la réalisation de la phase III.

Les travaux 2) et 3) se font en période de basses eaux de façon à ne pas craindre une montée

des eaux supérieure à la cote 639 qui inonderait le chantier de phase I.

Nous attirons l’attention sur la nécessité qu’aucun retard ne vienne perturber le calendrier des travaux de cette phase délicate, dans la mesure où le niveau du

batardeau est à une cote (639) qui ne contiendra le Lom dans son lit (phase I) que pour des

débits inférieurs à 500 m3/s environ, valeurs qui peuvent se rencontrer et être dépassées à

partir des mois de juin, juillet et au-delà.

Par ailleurs l’amorce de batardeau de phase III (en gabions), construite dès maintenant,

constituera un obstacle dans le cours de la dérivation provisoire. Il y a lieu de limiter au

maximum son ampleur et de vérifier que la surélévation du lit qu’il provoquera en aval des

pertuis restera compatible avec les niveaux des batardeaux prévus (cote max 643) sachant

que la DP connaîtra deux saisons de hautes eaux.

Sur le principe du raccourcissement du mur lui-même, l’analyse de ses effets sur les

écoulements en aval du barrage a été réalisée sur le modèle réduit par le laboratoire

d’Hydraulique de Liège en Novembre 2012 (« Effet d’un raccourcissement du mur guideau en rive

droite de l’usine »). L’étude conclut de la façon suivante :

« Un raccourcissement de l’ordre de 40 m de la longueur du mur guideau en rive droite de l’usine ne

semble pas avoir d’impact significatif sur les risques d’érosion en aval des ouvrages. Il induit par contre

une augmentation de l’amplitude des vitesses des courants traversiers devant la restitution de l’usine,

qui atteignent localement des valeurs de l’ordre de 3 m/s. »

Même s’ils ne sont pas rédhibitoires, ces courants et les fluctuations qu’ils impliquent, ne

seront pas totalement sans effet sur le fonctionnement et le rendement de l’usine.

Compte tenu de l’urgence du calendrier, il n’est sans doute plus possible d’étudier d’autres

hypothèses que le raccourcissement du mur. Le programme proposé par le maître d’œuvre,

bien que délicat à réaliser, permet de compenser la difficulté liée à la fondation sous le mur

sans altérer trop gravement le fonctionnement hydraulique de la zone de restitution des eaux

de l’usine.



29/36

En revanche, les érosions mentionnées à l’aval des pertuis de restitution (cf 8.5) risquent de

se faire sentir plus gravement dans la mesure où la fondation de cette partie du mur guideau

est rendue moins solide à cause de l’approfondissement du socle. Dans ces conditions, la

suggestion du Laboratoire d’écarter les jets des pertuis de restitution du mur guideau (par le

biais de cuillères biaisées) pourrait être utilement mise en œuvre. Une vérification sur le

modèle réduit serait sans doute utile.

8.6 Fermeture de la dérivation provisoire et maintien du débit réservé

L’étude préliminaire du maintien du débit réservé durant la mise en eau du réservoir fait

l’objet une note technique de COB-ISL datée du 24 mai 2011 et remise au Panel le 31.12 2012

par EDC.

En introduction de cette note il est mentionné que le PGES du barrage de Lom Pangar stipule

la nécessité de maintenir un débit réservé de 25 m3/s en phase d’exploitation mais également

durant la phase de construction ainsi que celle de mise en eau du réservoir.

Les calculs hydrauliques des débits par les pertuis dérivation et de restitution de ne suscitent

pas de commentaire particulier de la part du Panel.

Par contre pour la simulation de la mise en eau du réservoir il est demandé de mettre à jour la

courbe HSV de l’annexe 1 de ce rapport, sur la base des données récentes de la topographie

issue du modèle MNT, établi par le relevé Laser-Lidar. Cette mise à jour permettra de préciser

les volumes disponibles dans les niveaux inférieurs du réservoir d’actualiser la figure 5-1, page

8, de cette note, donc de mieux estimer la vitesse de montée de l’eau en phase de fermeture de la dérivation et surtout de vérifier le volume effectif de la retenue et d’établir la courbe HSV pour l’exploitation future.

9 HYDRO-MÉCANIQUE

9.1 Préambule

Les commentaires qui suivent résultent pour l’essentiel de l’examen des documents fournis

par COB et par EDC (en particulier M. Achille Kevin Djieugoué) ainsi que d’échanges avec

diverses personnes rencontrées sur site. Les points les plus importants ont été brièvement

présentés lors de la réunion tenue dans les locaux de la BM à Yaoundé le 16.01.2013, en

présence d’EDC, de l’AFD et des représentants des bailleurs de fond.

Les principales observations faites lors de l’examen des documents présentés sont présentées

ci-dessous :

9.2 Fermeture de la dérivation

9.2.1 Généralités

Les informations disponibles au 10.01.2013 sont peu claires. Il faut donc que CWE fournisse

une procédure détaillée de cette opération de fermeture avec des justifications convaincantes

pour les phases qui semblent les plus critiques.

Toute l’opération doit être préparée en détail étape par étape, compte tenu du fait que cette

fermeture est étroitement liée à la vitesse montée du niveau d’eau dans le Lom. Tous les



30/36

engins doivent être à pied d’œuvre et la succession des opérations clairement définie

d’avance.

Nous suggérons de mettre en œuvre pour cela une méthode de travail itérative entre CWE,

COB et EDC, car cette séquence de fermeture pourrait être délicate à élaborer et nécessiter

une analyse fine. Il est de ce fait intéressant que des points de vue différents soient sollicités

pour bien identifier de possibles difficultés.

Il est en particulier important préparer en détail le scénario de fermeture de la dernière passe,

car cette fermeture doit se faire en eau vive. Placer des poutres batardeaux en eaux vive n’est

pas une opération anodine. Les poutres batardeaux doivent avoir une forme et un poids qui

permettent cette fermeture et les engins de manutention doivent être adaptés en

conséquence.

Remarque

Le Retour d’expérience de Bui (Ghana) montre que cette façon de travailler est culturellement

peu familière à la partie chinoise. Il conviendrait cependant de convaincre CWE de travailler

de cette manière. La seule objection à cette façon de faire est que cela peut conduire à un

certain partage de responsabilité entre les parties impliquées, lequel peut poser problème.

9.2.2 Les batardeaux de fermeture de la dérivation

Le plan CWE/BLP/MTS/015/P1/PD/001/A/APP du 04.12.2012 montre les éléments des

batardeaux. Il est difficile de se prononcer sur l’efficacité du dispositif de positionnement des

éléments entre eux mais ce système semble « léger » : quel est le retour d’expérience de

CWE le concernant ?

Un carénage de la partie inférieure des caissons créerait une tendance à la fermeture (effort

hydraulique dirigé vers le bas) des éléments de batardeaux, facilitant la coupure. Il semble

( ?) selon le plan CWE/BLP/MTS/015/P3/PD/001/A/APP, que les éléments de batardeaux

soient lestés, peut être avec du béton, ce qui faciliterait la descente de ceux-ci. Ceci reste à

confirmer par CWE : dans ce cas, ce lest est-il suffisant ?

Les plans dont on dispose ne sont pas toujours bien explicites et sont, semble-t-il, incomplets.

Pour tous ces points il faudrait que CWE fasse part au MO de son expérience en la matière

et/ou présente des éléments convaincants montrant que l’étude qu’ils doivent avoir faite

évitera tout incident au cours de la coupure.

Les rainure des batardeaux des 5 pertuis de dérivation ne sont pas encore définies sur les

plans guides donc il n’est pas encore possible de se prononcer sur cet aménagement , mais il

s’agira de porter un attention particulière à la rainure du 5e pertuis qui se trouve dans la

même section verticale que la 1ière prise d’eau de la centrale. Dans cette section il y aura donc

superposition de deux paires de rainures de batardeaux dans le sens amont aval. C’est un

détail technique à ne pas négliger.

Cette question doit être prise en considération rapidement pour tenir compte des deux

variantes encore ouvertes à savoir : celle de la mise en eau partielle avec barrage non achevé

et celle une mise en eau compète avec le barrage achevé.



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9.3 Vannes wagon des passes de restitution et conception de la vanne batardeau

Il est impératif que la vanne soit bien guidée dans son carter pour ne pas soumettre la chape

en extrémité de la tige de vérin à une flexion alternée. En effet si celle-ci était soumise à une

telle sollicitation il y aurait à terme, à coup sûr, une rupture de la tige par fatigue entraînant la

chute libre de la vanne. Ceci est d’autant plus assuré que la géométrie de vanne est telle

qu’elle crée un important effet de levier par rapport à la chape. Or l’expérience montre que la

turbulence de l’écoulement provoque de petites oscillations de la pression à la base de la

vanne lesquelles sollicitent en permanence celle-ci : si la vanne n’est pas parfaitement guidée

elle subit en permanence de petits déplacements qui sollicitent en permanence sa liaison avec

la tige de vérin.

Une autre solution pourrait être de mettre une biellette intermédiaire – voire un cardan - entre

la chape de la tige de vérin et la vanne pour limiter fortement le moment de flexion sur la

chape. Il convient donc d’affiner l’étude de la liaison entre vanne et chape, et que CWE

prenne une position claire à ce sujet.

Mise en place d’un verrou de sécurité en position ouverte (selon CCTP § 8.8.2.1.1) sur le vérin :

Une solution possible pourrait être de modifier légèrement la conception des vérins. Il serait

possible de mettre un verrou à mâchoires maintenu fermé par la pression d’huile sur une

partie libre de la tige à l’extérieur ou à l’intérieur du vérin. Sur incident (ordre donné par

l’automate) la pression serait alors mise à l’échappement et des ressorts ouvriraient les

mâchoires permettant la fermeture gravitaire de la vanne sous son propre poids. Cette

solution rudimentaire n’est qu’une suggestion, d’autres solutions éprouvées étant

certainement disponibles. CWE doit faire une proposition à ce sujet.

9.4 Corrosion des matériaux métalliques du barrage d’origine environnementale

Il a été constaté à Petit Saut (Guyane française) et à Samuel (Brésil) qu’en l’absence de

déboisement de la retenue, la décomposition de la végétation - une forêt dense - provoquait

entre autres composants (CH4, peut être CO2, …) un dégagement important de H2S. En plus

d’attaquer vigoureusement les structures en acier au carbone, l’acide sulfhydrique attaque

tout particulièrement le cuivre et tous ses alliages, y compris en l’absence d’eau liquide, pour

former du sulfure de cuivre noir. Le sulfure de cuivre CuS est suffisamment isolant pour

provoquer de nombreux incidents électriques par augmentation de la résistance des contacts

entre les fils, entre les frotteurs en graphite et les bagues d’excitation, … Est-il possible de

prévoir et/ou de maitriser le dégagement de H2S ? En cas de réponse négative il faudrait

repenser la protection des matériels électriques, la ventilation des alternateurs, etc.

Ceci pose la question du déboisement de la retenue : serait-il envisageable d’éliminer les bois

en réalisant des feux contrôlés ? Il semble que ce serait la moins mauvaise solution pour

éviter un dégagement important de H2S, sans parler du méthane dont la contribution à l’effet

de serre est bien connue ? Il ne s’agit là que d’une interrogation cette question sortant du

champ de compétence du Panel Technique. Nous tenions simplement à souligner que ce

problème environnemental typique, peut aussi avoir des conséquences vis-à-vis de

l’électromécanique.

Dans le même ordre d’idée, nous avons pu constater à Petit Saut l’établissement d’une sorte

de synergie entre des émanations de chlore dans la station d’eau potable et le H2S, qui se



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traduisait au voisinage immédiat de la station d’eau potable par une corrosion extrêmement

active de l’acier inoxydable.

9.5 Note technique « Actualisation de la conception de l’évacuateur de crues », N° LP-NT-EVC-01 du 05.12.2012

Nous partageons cette idée que s’il est possible de d’éviter de mettre une drome devant

l’évacuateur de crue cela ne pourra que faciliter l’exploitation. De même l’élargissement des

passes à 13 m ne peut que faciliter l’évacuation des corps flottants.

Il conviendra de justifier la nécessité de disposer de 2 passes fusibles pour 2 débits de crues

ainsi que celle du fonctionnement du dispositif, le départ d’une hausse pouvant peut être

déstabiliser l’autre. Un mur de séparation pourrait-il fiabiliser le fonctionnement de ces

hausses ? Un essai sur modèle réduit pourrait vraisemblablement permettre de tirer au clair

cette question. (Voir § 8.1.2)

Nous ne disposons d’aucune indication sur l’alimentation électrique des systèmes de

manœuvre des vannes de l’évacuateur de crue. Dans tous les cas cette alimentation doit être

extrêmement fiable. Ainsi on peut par exemple envisager de créer une alimentation

redondante à partir des 2 extrémités du barrage ou toute autre solution améliorant la fiabilité.

9.6 Plan qualité

Un audit de la société Sino-Hydro ainsi qu’une visite de ses ateliers a été effectuée en

Décembre 2012 par COB + EDC. Cette société est responsable de la fabrication de tout le

matériel en dehors des vérins, le marché de la centrale hydraulique n’ayant pas encore été

passé.

Il semble que Sino-Hydro soit certifiée ISO 9001 mais aucun document montrant que cette

certification est à jour n’a été présenté à COB + EDC. Il conviendra donc de s’assurer que

cette certification est effective et si elle ne l’était pas, de vérifier que Sino-Hydro fait le

nécessaire pour régulariser au plus vite sa certification. En effet si la certification ISO 9001 ne

garantit pas que les matériels fournis seront bien conformes aux clauses contractuelles,

l’absence de certification démontrerait un certain manque de préoccupation de la part de S-H

vis-à-vis du respect de ses obligations contractuelles.

Nous ne disposons d’aucune information vis-à-vis des dispositions prises pour assurer le

transport des matériels depuis les ateliers de fabrication en Chine et le site. Même en

respectant les règles de l’art il est vraisemblable que de légères détériorations de certains

composants se produiront. Nous pensons par exemple à des détériorations locales de la

peinture, à des marques sur des surfaces mécaniques, etc., à l’exclusion, on l’espère, de

dégâts mettant en cause l’aptitude au service des composants. Ces dégâts devront être

réparés en respectant les règles de l’art, c'est-à-dire en appliquant les mêmes procédures ou

des procédures équivalentes à celles appliquées en atelier (en aucun cas une réparation « à la

va-vite » n’est tolérable). Ceci suppose que l’Entreprise dispose sur site d’un atelier de

chantier permettant de mettre en œuvre ces procédures. Pour le moment nous n’avons

aucune information relative à l’infrastructure de chantier dont l’Entreprise prévoit de se doter

pour ce qui concerne l’électromécanique.

Quoiqu’il en soit il serait bien qu’au suivi de la fabrication, s’ajoute au contrat le suivi du

packaging et du transport de façon à s’assurer que les règles de l’art sont respectées.



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Il va y avoir besoin de stocker des composants électromécaniques en attendant qu’ils soient

mis en place. Ceci suppose que des précautions minimales soient prises pour que les pièces

restent à l’état neuf avant leur montage :

• Mise à l’abri de la boue en supportant les composants à l’aide d’un calage en bois

d’épaisseur suffisante, et à l’écart des voies de circulation ;

• Création de hangars pour mettre à l’abri des intempéries les pièces mécaniques et les

composants électriques ;

• Protection étudiée spécifiquement pour les armoires électriques de façon à ce que leur

contenu soit maintenu dans une ambiance à basse hygrométrie quelles que soient les

circonstances ;

• Eventuellement d’autres précautions spécifiques…

Nous n’avons aucune information sur le montage et son suivi. CWE devra soumettre à

l’Ingénieur son plan de montage des vannes et autres composants électromécaniques bien

avant que celui-ci ne commence.

9.7 Equipement de la future centrale

On note que la future centrale de Lom Pangar telle qu’elle est actuellement conçue devrait,

lorsqu’elle sera terminée, turbiner au total environ 100 m3/s alors que le module du fleuve est

de l’ordre de 300-400 m3/s. Actuellement et à moyen terme les besoins en énergie locaux et

les caractéristiques du réseau n’autorisent pas une production du site supérieure à environ

30 MW, et en fait probablement encore nettement moins que cela.

Néanmoins il est vraisemblable qu’à plus ou moins long terme, les besoins en énergie

électrique du Cameroun s’étant significativement accrus en relation avec son développement,

cette situation change et qu’il devienne économique d’exploiter totalement le potentiel

énergétique de Lom Pangar. Pour le module du fleuve considéré ci-dessus, il est vraisemblable

que l’équipement en turbogénérateurs optimal serait dimensionné pour absorber un débit

total de l’ordre de 500 à 700 m3/s voire un peu plus en fonction des résultats de l’étude

économique. Ceci nécessiterait de créer une nouvelle centrale, celle actuellement prévue ne

pouvant subir une telle augmentation de caractéristiques.

La réalisation d’un tel suréquipement peut être assez bon marché à condition que des

réservations aient été faites pour cela dans le barrage actuel. Sinon lorsque les conditions

seront réunies pour que ce suréquipement soit économiquement justifié, en l’absence de

réservations les coûts directs et indirects de cette opération pourraient être considérablement

plus élevés. Il est peut-être encore temps d’examiner la pertinence de cette modification du

projet, pour autant que d’autres facteurs que nous ignorons ne fassent que ce suréquipement

soit inenvisageable même lorsque les besoins en énergie électrique et la structure du réseau,

auront considérablement évolué.

D’autre part les avances technologiques de ces dernières années rendent maintenant beaucoup plus aisé la transmission d’énergie à partir d’une centrale en antenne ou éloignée du reste du réseau moyennant l’usage de lignes à courant continu. Ce type de solution qui atteint maintenant sa maturité technique mériterait d’être exploré pour en évaluer la pertinence et l’intérêt économique en complément à l’étude d’un suréquipement de Lom Pangar.



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9.8 Commentaires additionnels

9.8.1 Installation d’un groupe auxiliaire hydraulique pour le secours de l’alimentation électrique

Il est habituel d’installer un ou 2 groupes Diesel pour assurer le secours de l’alimentation

électrique d’un barrage et/ou d’une centrale hydraulique. Cette solution simple est

relativement bon marché.

Ce type de groupe électrogène se trouve aisément sur le marché. Tant que la puissance du

groupe est limitée, le groupe peut arriver complètement monté et il n’y a plus qu’à le mettre

en place.

Il en est de même pour les armoires électriques qui commandent le groupe électrogène et

assurent la distribution du courant vers les points de consommation. Elle n’est cependant pas

dénuée d’inconvénients.

Sauf situation locale très spécifique (barrage alimenté en antenne, réseau électrique très

« fragile » ou exposé, etc.) ce groupe ne devrait être qu’exceptionnellement sollicité par une

situation d’urgence réelle.

Ceci a comme conséquence qu’il doit subir des essais périodiques - par exemple un

démarrage par mois - réalisés selon une procédure rigoureuse.

Dans l’hypothèse où de tels essais périodiques ne sont pas rigoureusement réalisés (par

exemple démarrage pendant une durée trop courte pour permettre une mise en température

homogène du moteur) il peut en résulter un vieillissement accéléré du groupe, voire un

incident inopiné.

Une gestion rigoureuse du stock de gasoil doit être effectuée si l’on veut éviter de se trouver

avec une réserve de carburant inférieure à l’autonomie minimale requise pour que le groupe

remplisse sa fonction ; de même, de la rigueur est nécessaire pour éviter qu’au cours du

temps il ne s’accumule de l’eau dans la cuve de gasoil ou des poussières, etc.

L’absence d’essais périodiques condamne le groupe à être hors d’usage au bout de quelques

mois ou au mieux quelques années, par grippage lors de son premier démarrage.

Sauf à équiper le groupe électrogène d’un régulateur sophistiqué, celui-ci ne peut délivrer un

courant à une fréquence stable et bien définie si ceci est requis.

Une autre solution est possible qui consiste à installer un petit groupe hydraulique

turbogénérateur, d’une puissance bien adaptée à l’usage prévu et dont le démarrage soit

complètement manuel. Ce concept a été systématiquement mis en œuvre par EDF dès la fin

de la seconde guerre mondiale à pour prendre en compte le retour d’expérience d’années

d’extrême pénurie et aussi dans la perspective de pouvoir réaliser des « start in black » suite

à un effondrement complet du réseau et/ou de celle d’assurer n’importe quelle autre fonction

d’alimentation électrique de sécurité.

Selon le contexte du projet, ce groupe turbogénérateur peut être le strict équivalent d’un

diesel de secours. On peut aussi lui faire turbiner le débit de restitution voire l’utiliser pour

remettre sous tension le réseau, ou encore lui confier d’autres fonctions car il n’y a pas de

raison de limiter son usage à l’alimentation de secours. Le dimensionnement d’un groupe

turbogénérateur de secours est ainsi à étudier dans une perspective élargie par rapport à la

simple alimentation de sécurité. Quoiqu’il en soit la philosophie de cette solution est de

pouvoir démarrer le groupe même lorsqu’on ne dispose d’aucune source d’énergie. Cela



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signifie que les vannes sont à ouverture manuelle, ainsi que le réglage de l’excitation et que

de façon générale il démarre de façon complètement manuelle.

Ce type de groupe de puissance modeste est a priori bon marché car il est possible

actuellement de trouver sur le marché des groupes standard correspondant

approximativement à la chute et à la puissance désirées. C’est plutôt le contrôle-commande et

la régulation qui pourraient nécessiter une étude spécifique. Il faut également noter que ce

type de machine nécessite une maintenance minimale.

Dans le cas où le groupe turbogénérateur de secours serait exclusivement utilisé pour cette

fonction - donc a priori rarement démarré - il faut prévoir un entretien des connaissances des

personnels d’exploitation pour qu’ils puissent aisément le mettre en marche en cas de besoin.

Au total cette solution qui a cessé depuis quelques décennies d’être standard pour les

centrales importantes, mériterait qu’elle soit évaluée rapidement dans le contexte de Lom

Pangar de telle façon qu’au cas où elle apparaîtrait intéressante les quelques réservations

nécessaires pour la construction de la prise d’eau, de la conduite d’amenée ainsi que

l’implantation du groupe et de ses automatismes, soient faites au plus vite.

9.8.2 Events d’aération des conduites d’amenée ou de restitution

Il est important pour la sécurité des personnes de prévoir à l’entrée de tous les évents une

grille. En effet, transitoirement, la vitesse de l’air à l’entrée de l’évent peut être proche de celle

du son (soit une vitesse ≤ ~ 330 m/s). Il est bien sur impossible de résister à un tel courant

d’air et il faut interdire absolument que quelqu’un puisse être aspiré dans le tuyau.

9.8.3 Documents HEM (origine CWE + COB) fournis par COB

Il s’agit des tous derniers courriers et notes de CWE + COB (Déc. 2012). Nous sommes en

plein accord avec les remarques de COB.

10 LE PROGRAMME DE TRAVAUX ET QUELQUES CONSIDÉRATIONS GÉNÉRALES SUR L’AVANCEMENT DU CHANTIER

Lors de notre mission le maître d’œuvre nous a fait pas de sa préoccupation quant à la dérive

du programme des travaux, non seulement en raison du retard initial dû à la mise en service

tardive du pont sur le Lom comme déjà mentionné au chapitre 3, mais également en raison

de la lenteur de la mobilisation de l’entreprise CWE et en particulier en ce qui concerne la

mobilisation des cadres, l’acheminement du matériel et l’achèvement des installations le

chantier et des bases vies. Le chantier est donc encore loin d’avoir atteint sa vitesse de

croisière.

Lors de la réunion avec l’entrepreneur CWE, à l’issue de la visite du laboratoire de chantier le

Panel a fait part de sa préoccupation quant à ces dérives à CWE et en particulier du fait que si

un effort particulier n’était pas entrepris pour compenser ces retards il y avait un risque de ne

pas pouvoir dériver le Lom avant la saison des pluies ce qui obligerait alors d’attendre le mois

de décembre 2013 pour cette opération, donc avec pour conséquence un important retard

supplémentaire.



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11 CONSIDÉRATIONS GÉNÉRALES AU SUJET DE CETTE PREMIÈRE MISSION EN PHASE DE TRAVAUX

La mission du mois de janvier du panel technique s’est déroulée à un moment très favorable

de l’avancement des travaux d’excavation.

Un grand nombre de rapport et documents et plans ont été remis sur place au Panel pour

analyse. Compte tenu du volume de documents remis il n’a pas été possible de tout analyser

en détail sur place. Il serait donc souhaitable que pour la prochaine mission des rapports et

études qui demandent une prise de position rapide nous soient remis en avance.

D’autre part afin d’éviter de faire tous les jours le voyage de Bertoua à Lom Pangar et retour

ce qui fait perdre 3 à 4 heures par jour il serait souhaitable que le Panel puisse loger sur le

site.

Le Panel remercie particulièrement les représentants de la direction locale des travaux de

COB-ISL et les représentants du maître d’ouvrage sur place pour leur disponibilité, les

explications données, les réponses à nos questions et tous les échanges sur les questions

techniques qui nous ont permis de rapidement entrer en matière sur tous les problèmes qui se

posent lors du démarrage d’un tel chantier.

Le Panel a rencontré sur place une équipe de direction des travaux très compétente pour

diriger la réalisation d’un tel ouvrage.

Nous remercions également EDC pour l’organisation de cette première mission.

12 PROCHAINE MISSION

La semaine 25 soit du 17 au 24 juin a été réservée d’entente avec EDC pour la prochaine

mission du Panel technique.

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