(SANITIZED)UNCLASSIFIED FOREIGN LANGUAGE ARTICLES ON MINING AND INDUSTRIAL CONSTRUCTION(SANITIZED)

• Document Type: CREST
• Collection: General CIA Records
• Document Number (FOIA) /ESDN (CREST): CIA-RDP81-01043R003200120001-8
• Release Decision: RIPPUB
• Original Classification: K
• Document Page Count: 825
• Document Creation Date: January 4, 2017
• Document Release Date: April 14, 2014
• Sequence Number: 1
• Content Type: REPORT

B.60
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release 9 50-Yr 2014/04/14 : CIA-RDP81-01043R003200120001-8
1
10.6 10-5
- 5? r
45
S ?
50 55 mm
Fig. 6.
beter ribiation du coefficient de dilatation thermique du ruban du basometre.
DO'rminati n of the thermal expansion coefficient jor the basometer ribbon
d'obscrvation. Le Tableau 1 suivant donne, pour chacune des
ring 'rianplations executees pour les piliers I, II, IV, les erreurs mx
?0? B.60
et my de determination de leurs deplacements dx et dy ainsi que l'erreur
moyenne de l'unite de poids mo.
TAIII.EAU I.
tat, tti, tit r /ter tstc liIi lli., 1t/3 Ill uty.
). (mull. ( 111111 ). I 111111). ( 111111 ). ( 111111 ). ( 111111 ). ( 111111 ). Him). (until
I . ? 0,7 -1, S to. ?0,6 -0.6 ??,71,0 =0,
0,S 0.; 0,1 1,0 0,6 I oo to,5 0,9 0, 5
to. .t 0. P 41.1 0.1 II, A 0, A 0,2 0 0,1 07 1
1,Ace ? 1.6 cc - 3,7 cc cc
3. A parlir des piliers de la triangulation I, II, III et V, on a effeclue
egalement toutes les mesures angulaires necessaires a la determination
du &placemeni de certains points du parement aval du barrage.
Les points solidaires du barrage out ete materialises en noyant dans
le beton du parement un champignon en bronze dont la tete plane,
usinde an tour, supporte moyennant trois vis un disque en alliage
leger, stir lequel a ele trace, par tin procede chimique, un voyani par-
ticulier constitue par deux cercles concentriques noirs sur fond clair.
La localisation des voyants stir le paremenl du barrage est indiqude
par le tableau de la figure 7, ainsi que leur numerotage.
La determination de leurs deplvements s'effectue par la methode
de l'intersection, qui est multiple pour In plupart d'entre eux. L'ordre
des intersections esi donne, pour chaque signal, par le Tableau 2
ci-apres :
TABLEAL -2.
\ oyant
I
Ordre
Triple
.,
N oyant
13
16..
Ordre.
Triple
I.
17 .
.,
Simple
IS.
Quadruple
6 .
19 .
,)
I. .
Triple
20.
?
8
ft..
ts!uadruple
'2.I..
Triple
IL.
Triple
.44.
Quadruple
-)..1.
.,
14
1.1 . ?
t?-imple
.47
Simple
IL
Les mesures angulaires oni ele toutes rapportees aux cdles de in
triangulation el repelees deux fois par station, avec execution de deux
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10 ?
11 ?
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series, le cercle tournant de 9o0 lorsqu'on passe (rune serie a la suivanle.
'routes les precautions deja adoptees pour le releve de la triangu-
lation out. ele prises meme pour les mesures concernant les signaux,
en cc qui concerne le centrage tin theodolite stir le pilier aussi bien que
pour obvier aux erreurs de verlicalile de l'axe primaire de !Instrument
pendant les visees les plus inclinees.
s
Deformations du barrage A la date du 2 1 mai I 957.
Deflections of the dant al the dale of May -it, t95-i.
Un soin particulier a le mis a etablir la succession des posies, et
a executer rapidement les mesures, dans la crainte que le barrage ne
subisse des mouvements pendant les observations, ainsi qu'en fonclion
de la dunk d'insolation du barrage et des piliers.
Le releve des angles des intersections est effectue independamment
du releve de la triangulation el pendant une periode de temps depas-
sanl rarement Ii de travail, toutes contenues dans k debut d'une
matinee, c'est-a-dire dans la periode jour oa la stabilite de la struc-
ture alleinl son maximum
La succession des posies de mesure, elablie des la premiere trian-
gulation ? origine des mesures ? a ete rigoureusement suivie au
cours des operations qui se soul succede. Arm d'assurer la compen-
sation des mesures qui s'averent excessives pour In pluparl des points,
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? 12 ?
on a encore applique le prineipe des observations indirectes par varia-
tion des coordonn6es.
\
r
/
?
7
?
1
-
.14
Fig. 9.
Deformations du barrage a la (late du 21 ZIOut 1957.
Deflections of the dam at the date of August 21, 1957,
6. A fin 1957, on a execute elm' triangulations aux dales el dans les
conditions d'ambiance et de relenue indiquees par le Tableau 3
ei-apres :
TABLEAU 1.
gulat Ion
liate
Ilclenue.
Temperature (
Fond.
Air.
Lau du reservoir.
surface.
.
no% embre 1056
,5o
? 1
?
--i- ,
.
92 mai 1957
I
8
-
7.)
-I- 7,o
3.
99. tout 1957
1 199.95
+13
?-
-1-10,4)
8 sept cm bre 1957
q.01.
7
.
7,o
-4- I) 0
.
17 0C1.01)1.1.: 1957
1 199 1)1/
-I-
?
(t 0
-4-
Pour les triangulations 2, 3, -1, et 5 (correspondant respeclivement aux
figures 8, fj, in el 1) one representation evidente des mouvernents
? 13 ?
R.60
j.....
`......?-, /
, . /
Fig to.
Deformations du barrage a Itt dale du os septembre 1957.
Deflections of the dam at the date of September iS, 1957.
Hi
,-1
-
\ , y
, -
/
1
flg.
Deformations du barrage a la date du 15 octoUre 1957
Deflections of the dam at the date of October 15, 195:
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eclassified
in Fart - sanitized Copy Approved for Release
R . 60 ? 1.1 ?
de la structure a ete donnee par l'assonometrie des deplacements horizon-
taux subis par le barrage.
RESUME.
Ce Alemoire donne une description detainee des appareillages fixes
et mobiles installes pour la mesure des angles l'aide du theodolite,
ainsi que des variations de longueur de In base a l'aide (run basometre
h station Axe.
Apres fine rapide enquete sur les sources d'erreurs susceptibles
d'influer sur les resultats, on indique un certain nombre de precautions
adop tees dans les mesures.
On rapporte ensuite les methodes suivies pour relaboration des
mesures susdites. La compensation rigoureuse pour In recherche des
valeurs les plus probables des deplacements a etd realisee en suivant
le principe des moindres carres et line schematisation opportune des
calculs a simplifie et accelere le travail.
Apres avoir signal d les precisions atteintes, on rapporte les resultats
des mesures et l'on donne quelques representations assonometriques
des deformations du barrage.
SUMMARY.
This paper contributes a detailed description of the stationary and
removable equipment installed for measuring angles by means of a
theodolite and base length variations by means of a stationary basometer.
After a short review of the causes of error that. can affect. the results,
the precautions to be adopted in making the measurements are
suggested.
The methods used for elaboration of data are then reported.
An accurate compensation in the research of the most reliable figure
for deflection was obtained by the principle of minimum squares,
awl work was considerably simplified and shortened by a proper sche-
matization of calculation.
After reporting on the accuracy obtained, the results Of measure-
ments are reviewed. Some axonometric pictures of the dam deflec-
tions are also annexed.
Extrait do Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
Declassified in Part Sanitized Copy Approved for Release
?
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PAI IIS. ? GAL TI.111:11-VILLATIS
Quai des (,ra?ds-Augustins,
152903-58
Impriini, en France
50-Yr 2014/04/14 r14_Dnno.1 -
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de to Conference Mondtale de l'Energie
R.61
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
SIXIEME CONGRES ANENAGEMENTS HYOROELECTRIQUES
DES GRANDS BARRAGES DU GROUPE EDISON-MILAN
NEW YORK, 1958 (ITALIE)
tPREUVE
Reproduction Interdite
DETERMINATION DES DEFORMATIONS
D'UN ELEMENT DE BARRAGE?POIDS ALLEGE
PROVOQUEES PAR LA SEULE CHARGE
HYDROSTATIQUE (*).
SERVICE CONSTRUCTION AMENAGENIENTS HYDROELECTRIQUES
DU GROUPE EDISON-MILAN (9.
A l'occasion de In vidange totale du reservoir du Poglia. (fig. i) en
vue du nettoyage annuel, il a ete procede a retude et a l'execution d'un
certain nombre de mesures destinees f mettre en evidence les defor-
mations que In charge hydrostatique provoque a elle seule sur les Cle-
ments des barrages-poids alleges.
Le barrage du Poglia est du type Marcello a elements evides, de la
hauteur maximum de 42 in de propriete de la Societe Edison. Projet
eL direction des travaux par le Service Construction Amenagements
Hydrodlectriques de la Societe Edison, dirige par M. Claudio Marcello,
Ingenieur-Conseil.
(*) Ascertainment of deformations in an element of a hollow-gray fly dam caused
by hydrostatic load alone.
(t) Ce rapport a ele redige par le Service Construction Amenagements Hydro-
electriques dtt Groupe Edison, dirige par M. Claudio Marcella Ingenieur-Conseil
(Section Observation des Barrages, dirigee par M Silvio Spagnolelli, Ingenieur
civil), avec la participation particuliere de M. Alfredo Marazio, lugenieur civil
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11.01 - 2 --
LP 1)1.0111 01)01.11111111S II 1)11.`VII IPS (IC:terminations suivantes :
II, 111411111111111111 111, A In base el deplacemeni resultant du
plot. A canton' volume A rtlynt.,
b. 4101111%1'1411(4d d'un point sm. couronnemenl;
0. mini Ion de I r4ds eoupes horizoid ales du barrage no tour d' on
use normal A l'uxv vt?svrvoir,
des deformations dues aux variations thermiques ou autres causes
generales pour mitre uniquement en valeur celles qui sont dues a la
chargc hydostalique.
1. ? APPAREILLAGES.
Le projel et le choix des appareillages el des methodes de releve
a Re l'objel de soins Lout particuliers.
Un examen preliminaire a, en diet, prouve que les variations des
grandeurs en jeu soui de tres faible importance, el par consequent
(ladles t reveler.
161170)7
1111.70) 7
7 1105.541
7 ?100.30)
horrage do l'og1la
1),Irn
to- d.a.113307l0at
A1ices30,1t tarcata
111ros roar 070=00 triacrross6triquoa
?argoto for triganormstrioal osesuranonto
^ Thernasatroe illootriquos
floats-teal tharr000tora
01 741/torc0tzew anovibles
rterarrable ?traia gauges
AftiIire re$PIVOil* t)111 ONi A :.%111p1i, 1?08.111:11'isailirn
iTiAakire voiAnge 1 (dole 1111 re111111iNsAge rapiiics?
pAir vAriAtions ,10
si roZ?Iiir:?, (1,111 A 44viir.e ttpossiiiiii I 4% .1" tiegliger la )N111\ grande ';?.A7-1?2e
T616fornatr00 18014s
1001atod ?trein gangea
? Rimatto a dons tblitonatrwa
1100e660 with two etrain gages
J1- Plfaomatavo
Piewaters
Fig. 2.
Coupe verticale du barrage du Poglin.
Vertical cross section of the Poglia Dam
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?h.
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a. OUTILLAGE POUR LES MESUR ES LINEAIRES.
Deux longueurs de ill (racier hartnonique de 0,5 nun de diametre
ont ete ancrees rune au pied amont, l'autre au pied aval m l'inlerieur
de l'element A niveau 595 (fig. ,)).
Au centre de l'element, Un treillis en fer expressement prevu, soli-
daire de la dallette armee, a Re ancre au meme ni \ eau pour servir
de support aux instruments de mesure. Les deux renvois des longueurs
de fil ci-dessus, munis de deux contrepoids en plomb de 5 kg environ.
Fig. 3.
Benvoi a couteau du tit d'acier.
Blade gear of the steel wire.
ont ete fixes sur le treillis (fig. 3); us sout pratiquement sans hone-
ment, leur rotation s'effectuant autour de "ar? vive d'un couteatt
et non autour d'un pivot.
Il est evident qu'au deplacement horizontal des deux points de In
structure auxquels se trouvent ancrees les deux longueurs de flu corres-
pond une variation de niveau des deux contrepoids en plomb.
On a done employe. pour la tnesure de ces deplacements verlicaux,
deux fleximetres de la firme M. I M. de Milan. Chacun de ces instru-
ments porte un comparateur a horlogerie (course de la lige
3o mm) permettant la lecture directe A 0,01 mm (fig. 1).
Un certain nombre de thermometres out Re en oulre instatles le
long de la ligne du fit, en vue des corrections eventuelles de longueur.
R.61
APPAREILLAGE POUR LA Df:Tuntmix \ TION 1)1; VAPLACEMENT DU
COURONNEM ENT.
Nous eslimons inutile de decrire en detail ees appareillages univer-
sellement count's. II s'agil, en efiet, de deux coordometres Huggen-
berger, installes depuis Un certain temps dejit aux deux pieds de l'ele-
ment., ainsi que d'un systeme de collimation, precedemment. installe
lui aussi et comprenani un collimateur Galileo grand modele, avec
mire fixe et mire mobile.
Fig. 1.
Treillis en ter et installation des comparateurs.
Steel frame and arrangement of clock-type comparators.
C. DETER1IN1TION DES ROTATIONS.
Nous avons employe un niveau de haute precision parliculierement.
remarquable par ses caraeterisliques techniques (no III de la Wild, fig. 5).
Appareillage d'ensemble i Lrois jeux d'echelles e:,pressement cons-
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6 _
fruits. Ces echelles reproduisent, sur une longueur de 20 cm, la gradua-
tion de la mire en illVar pour nivelleinent (lig. 6); les traits soft obtenus
par traitement chimique sur plaque d'aluminium. Les mires de nivel-
lement ont ete choisies aux niveaux 61 606, 599, correspondant aux
trois passerelles construites pour acceder aux autres instruments de
mesure; elles ont ete materialisees par des consoles appropriees (fig.
Fig. 5
NIontage en console du niveau Wild no III
Bracket mounting for Wild o. III level
fixees au parement interieur Nertical du barrage. timeline ? egale dis-
tance de rune et de l'autre des deux echelles en aluminium. Les echelles
ont ette bloquees sur des supports en fer. ancres A temr tour au parement
inclin interieur de l'element (lig. 6).
? ORGANISATION DES MESURES.
Pour pouvoir suivre altentivement les differenles phases du pheno-
inene et avoir Ic maximum de certitude du bon fonctionnement des
- 7? R.61
appareillages et par consequent du bien fonde des =sures, il a Cle.
proc? A un essai prealable de thus les instruments; cola a permis
de determiner, entre autres, lc temps necessaire A chacun des essais
el par consequent la frequence et, les modalites des mesures, qui portent
sur des grandeurs tres importantes, vu la durde tres courte de l'ope-
ration de vidange Male.
Fig.
Regles graduiTs pour lecture au niveau.
Centimeter-graduated scales for level readings.
L'appareillage de mesure lindaire a ete. mis en ceuvre avec le plus
grand soin. Les essais preliminaires effectues en vue de contrOler l'effi-
cacite de ceL appareillage simple, mais nouveau, ont mis en evidence
l'absence de tout retard dans le renvoi A couteau du fil d'acier et surtout
les conditions salisfaisantes de stabilite du zero des comparateurs
centesimaux, employes A la limite de leurs possibilites, ainsi quo In
promptitude de leur mecanisme d'amplification mecanique.
Le temps necessaire aux mesures a ete Ires court, cc qui a menage
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la possibilite de contreles fres frequents, comple tenu entre autres
des observations complementaires aux thermometres. Vu la simplicite
de la mesure aux coordometres, ccs observations peuvent s'efrectuet-
egalement avec une grande rapidite.
Les instruments enregistrcurs Rant situes tres pres de rappareillage
de mesure lineaire, le meme technicien a ele affecte aux deux instru-
ments, avec l'ordre d'effectuer une observation tonics les 15 inn.
La determination des rotations moyennant emploi du grand niveau
Wild a ete par contre evidemment plus lente, en consideration du
deplacement et par consequent de la mise en position de !Instrument
aux trois differentes cotes, ainsi que de la complexite plus grande de
la mesure. Les essais out exigd un temps moyen de 15 inn el par conse-
quent une determination toutes les heures dans chacun des trois troncons.
Alin de permettre tine comparaison aussi complete que possible
des series de mesures an niveau, on a cu recours A certains procedes
en vue d'eviter toute erreur eventuelle de mesure. Ces erreurs sont
imputables, nous le savons, au milieu ambiant, A rinstrument choisi
et. A la graduation de la mire fix& au parement du barrage.
Les erreurs dues au milieu ambiant peuvent etre considerdes comme
tres faibles : on travaille en milieu cls, sans courants d'air ascensionnels
et avec un eclairage artificiel pratiquement froid.
Les erreurs derivant de rinstrument choisi peuvent etre elimindes
si Pon installe, comme nous rayons dit, 'Instrument A egale distance
des deux mires. De cc fait, les erreurs dues au dereglement dventuel
du grand dispositif de nivellement ou ? pis encore ? aux variations
du dereglement susdit, out ete elimindes, de meme que celles qu'on
aurait Pu imputer aux variations de l'axe de collimation par suite
de la mise au point de la lunette.
Alin d'dyiter egalement les erreurs dues a In graduation des mires,
on a Cu soin de maintenir, A quelques dixiemes de millimetre pres,
la constance de la cote absolue de l'axe de collimation du niveau au
cours des mesures successives. On a procede A cet effet an blocage de
l'une des trois is servant t caler le niveau et roil a installe 'Instrument
sur les trois plaques d'appui maconnees sur le parement vertical, la
vis en question etant constamment tournee vers tine ligne de fol. De cc
fait, le mettle trait est toujours demeure pointe stir chactine des mires
et les variations de cote ont ete uniquement mesurees A raide du micro-
metre optique du niveau.
Les essais effectues out accuse une erreur moyenne de point age
de 0,02 mm.
Cette mesure a exige A elle seule tin technicien specialise, qui a ete
charge d'effectuer les determinations successives et enchainees pen-
dant toute la duree des operations de vidange tothle.
Simultandment. tin autre personnel a ete charg?e mesurer toutes
les 10 ma la cote dans le reservoir et la temperature de Fair exterieur
A ramont et A rayal de rouvrage ainsi qu'ati sommet de In cloche.
D'autre part, In temperature enregistree par les thermometres elec-
triques maconnes dans le massif de rouvrage a ete hie tout es les .) h.
? 9 --
R.61
La mesure an collimateur a ele effectuee trois fois : an debut des
operations, A rachevement des operations de vidange totale, h in fin.
Afin de mieux pouvoir suivre le phenomene, le personnel technique
de In centrale de Cedegolo a efTectue la vidange tattle avec une regu-
larile satisfaisante et surtout dims un intervalle de temps conforme
In delicalesse des mesures executees.
Les conditions meteorologiques particulierement ff.tvorables out
permis de travailler pendant des intervalles de temperature possible
et sans soleil.
On a settlement constate ? comtne nous pouvons le voir par les
graphiques - - une brusque variation de temperature de l'air qui a
part iellement compromis la mesure des rotations pendant la deuxieme
phase, c'est-h-dire au cours du nouveau remplissage du reservoir.
III. R1SULTATS DES NIESURES.
Le dessin de la figure 8 recapitule, A une echelle opportune, loutes
les grandeurs mesurees.
Comme on pent le voir elairement, les operations de vidange lotale
et de remplissage oft ete mendes de facon A faire varier de facon regu-
liere et continue la charge hydrostatique sur le barrage, sauf bien
entendu sur la derniere portion de to in A partir de Forifice de sortie
de la vidange de fond.
La temperature de l'air A rinterieur du contrefort est demeuree assez
constante ? A quelques dixiemes de degre pres ? pendant Louie In
duree des mesures au cours de la phase de vidange totale du reservoir.
Une brusque variation, de courte duree, s'esl par contre produite
l'apres-midi du second jour, au cours de la phase de remplissage.
Une variation identique est constatee dans le diagramme de la tem-
perature de l'air, mesurde h raval el h ramont du barrage. D'autre
part, on ne constate qu'une tres faible variation, uniquement accusee
par quelques-uns des thermometres electriques maconnes dans le massif
du barrage; les indications de ces thermometres sont donnees par he
Tableau 1; leurs emplacements respectifs sont precises par les
figures 2 et 7.
L'appareillage servant aux mesures lineaires a donne d'excellents
resultals quant au fonctionnement. Les diagrammes G et D de la
figure 8 mettent en evidence les deplacements mesures apres correction
de la temperature sur la base des indications thermometriques.
Comme on peut le voir par le diagramme, les deplacements, quoique
faibles, sonL en rapport tres net avec la charge et regardent uniquement
le pied aval; pour le pied amont, on a uniquement une dispersion
chaoLique des mesures, contenue en tons ens dans les Hittites de quelques
centiemes de millimetre et principalement due aux incertitudes, pat
importantes d'ailleurs, des corrections thermiques. Cela prouve que le
pied amont pent etre considere comme fort probablement immobile.
Signalons la concordance tres ileac entre la deformation brusque
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r.
R.61. ? 10 ?
du contrefort aval et la variation tout aussi brusque de In charge hydro-
statique stir le barrage a l'ouverture de sortie de la vidange de fond.
Remarquons ttgalement le retour parfait a Forigine des indications
Q.604.30
/
8.40
?11-4u ?
3 ,, 3
6.70
? Thermometre electrique
Electrical thermometer
6,70
2.02
13,34
1.111 :tation de teleformetres electro-acoustiques
n dlements
Set of n electro-acoustic strain gauges
2.235
TOleformetre electro-acoustique isole
Isolated electro-acoustic strain gauge
Fig. 7.
Coupes horizontales du barrage du Foglia aux cotes 6o4,3o et. GI 2,20
Horizontal sections of the Poglia Dam at El. 6o4 3o and Gt 2.20.
de l'instrument i l'issue des oporations, c'est-a-dire au moment. du
relour aux conditions initiales de relenue eL par cons6queni de pression
hydrostatique sur le barrage.
Le diagramme F donne les deplacements du sommet du contreforl,
mesures a l'aide des deux coordimetres Huggenberger. Le deplacement
? 11 ? R.61.
Q=612 20
/
Q =604. 30
/
13
-- 8,67-
- 9.79--
2.00
2.07
--17-
208
8,40
1-
?6,70
t'ig.
31
1A2
-,-
1.115
4
_5.
11835
till
0.70
2,235
0,301
6,70--i
2.02
'-'""
13,34
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- 13 -- R.61
total est de i flint el s'aecorde parfailement avec la charge hydrostalique.
En parch cas encore, le relour presque parfait du point A la position
initiale des le r6lab1issement de In situation d'origine de In charge
constilue tine donn6e remarquable.
Les diagrannnes F, G el II donnent les rotations en secondes sexa-
gdsimales constaWes aux niveaux 6oG et 599. Les rotations soul.
de tres faible importance cues atleignenl en eat un maximum
de ? et s'accordent egalement avec la valeur de In charge, sauf
dans In deuxieme pantie, oil l'on a constal6 In brusque variation ther-
mique dont nous aVOIIS prkedemment pane.
Fig. 9.
Deplaceinent cotiroimemeill d'apres les relations.
Deflection of crest (lestnned from rotations.
La methode de mesure s'est averee tres sensible, car elle a mis en
evidence non seulement des rotations totales lres pen importantes,
mais surtout, et de facon continue, le rapport existant entre les rota-
tions eL Faction de la charge. Ici encore, les relours i l'origine ont ete
parfaits aux trois cotes considerees.
Le phenomene du deplacemenl du point en crele de in structure
derivant de celui des rotations en coupe horizonlale, on a you'll' calculer,
par deduction, la deformation la plus probable subie en coupe verticale
par l'ouvrage sous l'influence de In charge.
On a choisi, A eel effet, les determinations de la rotation sur chacune
des trois coupes consider6es, immddiatement apres Ta vidange tattle
du reservoir. i.e diagramme montre de facon evidenle que les rotations
soul progressivement croissantes lorsqu'on passe des cotes inferieures
aux (Tiles superieures.
Lq figure 3 rapporte graphiquemenl les Uplacements horizontaux
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qu'on peut ddduire des rotations; par extrapolation, on a ()Reim le
&placement. du point sand au sommet, dans l'hypothese confirmee
par les autres observations effectudes A l'aide de l'appareil de mesure
lindaire d'une rotation de la structure autour du centre de gravite
de sa fondation amont.
La valcur du &placement ainsi obtcnue a ad trouvec pratiquement
egale Li celle qui a he enregislree au meme instant par les coordi-
metres.
Les rdsultals des mesures permellent d'affirmer A titre de conclusion
que lc comportment de la structure a eld dlastique; ses deformations
ont dtd en effet en synchronisme parfait avec les variations de In charge,
sans aucun leplacement Hi aucune rotation de nature residuelle.
Nous lie protendons point avoir mis en evidence, par ces mesures,
tous les phenomenes elastiques d'une structure aussi complexe. Settle
tine serie aussi vaste que systematique d'operations de cc genre pourra
confirmer les rdsultats atteints id, lorsqu'on pourra constater In repe-
tition constante de ces deformations.
Celle premiere serie a en uniquement pour but d'instruire le personnel
eL de procdder A l'essai des instruments, en vile de rendre les mesures
toujours plus minuticuses et plus valables.
Date ..
1.?BLEA1 I.
Decent lov
8. 9
Ileure 15,20. 17,50. 20,40 7.1(1 8.50. 10. N,20. 17.25 11.15.
Thermo-
mare Temperatit re (
no
1
:3.
13.. .
7. .
9..
4-4.1 4-1,1
1,1 5,0 1,1;
6,1 6.1 0.1
1 1
1.0 1,2 1.),
3,9 1,0
8,3 8,') 8,9
1,0 1,0 1,2
1,0 3,8 3,9
2,7 1,8
5,0 4,9 5,0
7,8 7,8 7,7
)0; 1,7 ),8
1,2 t
1,7 1,7 1,0
1,8 1,1
5,1
?1 -I-1,1 -+-';.' -I-1,1 -+-1,;
1,0
8,1
1,1
1,0
7,7
2, 5
1,9
1,8
1
8,0
1,1
3,8
5,0
1.7
1,1 1,0 1,0
1,5 3,1; 1,1;
1,1 1 5
t,?1
5, t
7'; 7
1,7
-- 15 -
RESUME.
R . 61
Au cours de In idange totalc du reser\ oft do Poglia en \ tie de son
nettoyage amine!, il a ele procede it un certain Hombre de mesures en
vue de mettre en evidence les deformations all pied ainsi que les rota-
tions de trois coupes horizontales d'un element de barrage-poids (wide
avec les variations de la charge hydrostatique.
Dans cc Memoire sunt illustres les appareillages installes et les ins-
truments employes, ainsi que le degre de precision susceptible d'?e
atteint. On montre ensuite quelle a ele l'organisation des mesures,
proportionnellement a leur difficulte et surtout a la rapidite avec laquelle
la charge grevanl la structure a ete d'abord supprimee, puis retablie.
Passant aux conclusions, on rapporte les resullats des mesures qui
oat mis en lumiere des deformations lineaires de l'ordre de o,2 inm
et des rotations de l'ordre de 1", qui Sc sunt averees parfait ement
elastiques.
SUMMARY.
When einpt. tug the Puglia reservoir for the annual scouring, some
measurements were made for ascertaining the deformation at the foot
of the dam and rotational movements developing in three horizontal
sections of a hollow-gravit dam element in connection with changes
in hydrostatic load.
This paper describes the apparatuses installed and equipment used,
and the degree of accuracy that can be obtained.
The arrangement of measurements is further given with regard to
their difficulties and chiefly to the rapidity of the action of first with-
'drawing and then restoring the load acting on the structure.
In the conclusive part, the results obtained from such measurements
are reported, showing linear deformation in the order of 0.2 mm and
rotational movements amounting to 3", which showed however to be
perfectly resilient.
Extrait. du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
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PARIS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58.
Imprime en France.
3
3
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
R.62
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
SIXIEME CONGRES MANAGEMENTS HYDROELECTRIQUES
DES GRANDS BARRAGES DU GROUPE EDISON-MILAN
NEW YORK, 1958 (ITALIE)
PREUVE
Reproduction interdtte
L'EMPLOI DES COLLIMATEURS
DANS LA MESURE DES DEPLACEMENTS
DES BARRAGES DU GROUPE EDISON (*).
SERVICE CONSTRUCTION AMENAGEMENTS HVIDROELECTRIQUES
DU GROUPE EDISON-MILAN (1).
II existe desormais un grand nombre de methodes d'enquete experi-
mentale sur le comportement des grands barrages dans le temps.
Ces methodes (latent surtout de ces dernieres =lees, et se signalent
par des resullats vraiment brillants dus a In perfection des instruments
adoptes et des procedos suivis ainsi qu'it l'interet croissant dont ces
etudes soul, l'objet.
Parini les metbodes en question, il en esi une qui merge une atten-
tion speciale et qui petit revendiquer la priorite en date comme methode
officielle : nous voulons parter de la collimation. Le principe tres
simple sur lequel elle se base putt etre illustre en quelques mots, mats
plusieurs difficultes ? dont certaines particulierement cachees ? lui
(*) The use of collimators in the measurement of deflections in dams of the Edison
group.
(,) Cc rapport a ele redige par le Service Construction Amenagements Hydro-
electriques du Groupe Edison, sous in direction de M Claudio Marcello, Ingenieur
Conseil (Section Observation des Barrages, dirigee par M. Silvio Spagnoletti.
Ingenieur civil), avec la participation particulWe de M. Alfredo Marazio, Ing6-
nieur civil.
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PARIS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58.
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
R.62
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
SIXIEME CONGRES AMENAGEMENTS HYDROELECTRIQUES
DES GRANDS BARRAGES DU GROUPE EDISON-MILAN
NEW YORK, 1958 (ITALIE)
EPREUVE
Reproduction interdlte
L'EMPLOI DES COLLIMATEURS
DANS LA MESURE DES DEPLACEMENTS
DES BARRAGES DU GROUPE EDISON (*).
SERVICE CONSTRUCTION AMENAGEMENTS HYDROELECTRIQUES
DU GROUPE EDISON-MILAN (9.
II existe ddsormais tm grand nombre de methodes d'enquele experi-
mentale sur le comporlement des grands barrages dans le temps.
Ces melhodes datent surtout de ces dernieres =Ides, eL se signalent
par des resullals vraiment brillants dus A la perfection des instruments
adoples el des procedes suivis ainsi qu'a l'interet croissant dont ces
eludes soul l'objet.
Parmi les methodes en question, il en est tine qui merite tine atten-
tion speciale el qui pent revendiquer la priorild en date comme mdthode
officielle : nous voulons parler de la collimation. Le principe tres
simple sur lequel elle se base petit are illustrd en quelques mots, mais
plusicurs diMcullds ? dont cerlaines particulierement cachees mi
(*) The use of collimators in llw measurement of deflections in dams of the Edison
group.
(1) Cc rapport a ele redige par le Service Construction Amenagements Hydro-
electriques du Groupe Edison, sous In direction de M Claudio Marcello, Ingenieur
Conseil (Section Observation des Barrages, (lirigee par M. Silvio Spagnoletti,
Ingenieur civil), avec In participation parliculiere de M. Alfredo Marazio, Inge-
nicur civil.
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? 2 ?
ont valu jusqu'A present d'?e consider& avec indifference on avec
mefiance el d'?e rendue responsable d'inexactitudes susceplibles
de jeter Pontine du doute sur ces resultals.
Le present Memoire cacti(' mettre en lumiere les avant ages d'une
pareille methode, A signaler les difficultes qui l'entravent et A indiquer
les moyens capables de vaincre ces difticultes, ainsi que les mesures el
solutions A adopter (thus les differents cas.
Nous nous occuperons egalement id i de l'analyse des instruments
de mesure, effecluee sur un grand nombre de collimateurs en service
stir les barrages du Groupe Edison, ainsi (Inc des mires fixes et mobiles.
Nous mentionnerons ensuite tin certain nombre de solutions adoptees
dans tel ou tel cas particulierement interessant et donnerons, pour
terminer, quelques prescriptions permet taut d'alleindre tine precision
plus elevee.
I. ? LA AIETHODE.
En vue d'etudier A fond lc probleme, il est bon de definir le prin-
cipe de la melhode, au point de rue geomelrique comme sous l'angle
pratique.
Solent un plan fixe inamovible, oriente dans une direction quelconque,
et un point exterieur A cc plan el sujet A des mouvements determines.
La variation de distance entre le point considere et le plan de refe-
rence represente In composante du deplacement dudit point suivant
tine direction normale au plan en question. Nous voyons tout de suite
que la methode est limit& par tine restriction assez importante, en cc
semis qu'elle ne donne le deplacement que d'un coti. du plan, cc qui
impose de trouver pour lc plan susdit la position la plus appropriee.
Celle position devrail etre, logiquement, normale A la direction le
long de laquelle le mouvement du point s'effecluera le plus probable-
ment. Cela ne sulTit pas cependant, Si nous considerons la realisation
pratique de la mesure; el si nous songeons d'autre part que les mou-
vements de point sont toujours tres petits par rapport aux dimensions
de l'ouvrage, nous comprenons sans peine que le plan de reference
devra passer par un point tres proche du point examine si nous voulons
pouvoir apprecier aisement la distance qui les separe.
'Fontes ces constrictions constituent, dans la pratique, un obstacle
considerable A la bonne reussite des mesures, comple term en ?titre du
fait que l'inamovibilite du plan de reference est posee comae condition
fondamentale.
Est-il toujours possible de verifier suffisammea celle condition ?
La reponse pourrait etre affirmative stir le plan theorique, mais les
difficultes pratiques ne sont pas toujours aisees Li surmonter. En diet,
la structure geomorphologique du terrain aux environs immedials
du barrage West logiquement pas toujours favorable, et d'autre part,
comme nous le verrons plus loin, les instruments ordinaires ne per-
indica pas la materialisation des plans verticaux sans Fentraver
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?3?IL
R . 62
par des restrictions sensibles, cc qui exige que les points inamovibles
par lesquels passera le plan de reference el le point dont on veut
connailre les mouvements se trouvent A la meme cote et Lipeu pres
alignes. De plus, 'Instrument devra etre, en consideration de ses limites
optiques, suffisamment prochc du point examine pour permettre une
mesure suffisamment precise des deplacements. Nous verrons plus
loin si toutes ces difficultes imputables au terrain, au collimateur el
A 'Instrument de mesure du deplacement doivent etre considerees
comme absolument inevitables ou si Fon petit les vaincre par quelque
systeme opportun el approprie sans que les definitions qui en out etC
donnees plus haul doivent varier pour cela.
Voyons maintenant Ia facon pratique de realiser le plan de reference
et par consequent la mesure directe du di:placement..
Un plan pent etre defini par les coordonnees de trois points, ou bien
par les coordonnees de deux points el par la direction d'une droite,
on bien encore par les directions de deux droites.
Pour plus de commodite, et petit-etre aussi par tradition, la deter-
mination du plan de reference a lieu par materialisation de deux points
et chine droite parliculiere, la verlicale.
Des deux points ci-dessus, le premier est materialise par le centre
de gravite d'une certainc mire solidaire de la surface physique du terrain
dans tine position entierement stable correspondant A l'une des deux
culees de la structure A examiner el le second est defini par le point
d'intersection de l'axe principal de 'Instrument que nous .definirons
plus loin el de la surface d'appui de 'Instrument en question, situee
A l'autre culee de la structure. La verticale est determinee par la tan-
gente centrale de la nivelle torique dont 'Instrument est muni.
L'insirument destine A scrvir A la materialisation du plan de refe-
rence sera A son tour schematiquement constitue par un axe principal
de rotation, par un axe secondaire de rotation, par un axe tertiaire
de collimation et par la tangente centrale de sa nivelle torique.
Tous les plans de reference qui formeront un faisccau autour de l'axe
primaire devront 'etre verticaux et scroni (Merits par l'axe de colli-
mation dans sa rotation autour de l'axe secondaire.
Apres avoir ainsi defini lc plan de reference et la maniere dont il
est ordinairement materialise, voyons la facon de realiser ltt mesure
des di:placements.
Les methodes soul au nombre de deux. La premiere, qui correspond
A tine inethode desormais abandonnee bien que plus commode ft
realiser dans un grand nombre dc cas ? prevoit d'equiper la lunette
d'un reticule micrometrique mobile. Ce moyen permet, comme nous
SfIVOI1S, de mesurer de petits angles de position formes par certaines
directions avec l'axe de collimation de la lunette.
Un certain nombre de mires fixes seront par consequent rendues
solidaires de la ,structure examinee. Il est possible de remonter, par le
calcul, de la mesure des petits pngles el de la connaissance des distances
entre mires et instrument aux deplacements de chaquc mire.
La deuxieme methode ? desormais universellement adopt&
62.
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prevoit tine mire solidaire de la structure par sa base mais mobile par
rapport A cette derniere grAce A une vis microtnetrique qui ramene
son centre de gravit?ur le plan de reference. La mesure du depla-
cement est ainsi directement determinee.
Tout cc qui a Lite rapport e plus haut sur In definition du plan de
reference regardc In methode in plus communement employee. II n'en
est pas moms admissible qu'on puisse egalement materialiser d'autre
maniere le plan de reference. Supposons la circonstance particulie-
rement favorable d'un terrain permellanl, A l'une des culees de la
structure, le choix de deux points stables situes approximativement
sur la mem verticale; dans ces conditions, lc plan de reference pourra
titre (lain par ces deux points el par un troisietne, Mille i l'autre
Le plan ainsi dfluii, quoique fort peu eloigne de la verticale, ne sera
naturellement pas vertical; il pourra etre neatunoins choisi comnie
reference, tout en awn, difficilement realisable A l'aide des instruments
ordinaircs.
Un pareil plan aurait l'avantage de pouvoir etre materialise inde-
pendamment de l'usage de la
Nous avons precedemment parte de In determination des tiepin-
cements par la mesurc de petits angles A l'aide du reticule mobile (rune
lunette.
Ce principe petit etre etendu, Si nous transportons le plan de refe-
rence dans tine position quelconque et Si nous employons un theodolite
en vue de mesurer les angles azimulaux des points solidaires du barrage
par rapport au plan de reference.
Il est clair qu'on se libere, par cc systeme, de nombreuses restric-
tions imposees par la methode classique, car on petit travailler avec
facilite meme en cas de terrain peu stable susceptible de compromettre,
dans les conditions ordinaircs, la bonne reussite des mesurcs. II est
bon de se representer, cependant, toutes les prescriptions de mesure
des angles par le theodolite.
II. ? LES INSTRUMENTS.
a. LE COLLIMATEUR.
Nous avons schematiquement defini les axes dont le collimateur
devra etre muni pour remplir sa Write. Voyons maintenant. quelles
sont ses conditions de rectification, ses conditions de misc en station
et les qualites exigees aux fins d'un fonctionnement optique et meca-
nique correct.
Les conditions de rectification solnt celles de tout instrument de
geodesic, savoir :
a. l'axe seconclaire de rotation de in lunette doit etre normal A l'axe
principal de rotation;
b. l'axe de collimation dolt, etre normal A l'axe secondaire de rotation;
'Pm
_ 5 _
R.62
c. in langente centrale de In nivelle lorique dolt etre parallele Li
l'axe secondaire;
d. In langente centrale de la nivelle susdile dolt etre normale a l'axe
principal de rotation;
e. Lous les axes instrumentaux doivent concuurir en un point.
Les conditions de mise en station seront par contre les suivantes :
f. l'axe principal de l'instrument dolt Loujours prendre la meme
position dans l'espace;
g. l'axe seeondaire de rotation dolt etre horizontal.
II West cependant pas necessaire que loutes ces conditions se
veri fielnt rigoureusement, hormis b, c et g qui permellent A l'axe de
collimation de decrire vraiment on plan vertical. Si la condition b,
en effet, a'etait pas verifiee, la surface decrite serail conique, et si c
et y n'etaienl pas veriflees le plan decrit par l'axe de collimation ne
seraii pas vertical.
La condition c West pas restrictive, pourvu que pendant, lc service
de l'instrument les axes demeurent Loujours dans In memc position
relative, meme incorrecte; d'autre part, les conditions a et d no devronl
se verifier quo grossierement.
A premiere vue, les conditions b, c eL g ne sembleraient pas devoir
etre elles-memes absolument restrictives, si l'instrument reprenail
chaque lois lc meme aplomb dans l'espace; mais In nivelle est. sujette
Li des variations plutel sensibles de rectification, par suite des varia-
tions thermiques; il est done essentiel de disposer chaque lois l'axe de
rotation dans one position de reference absolue.
En cc qui regarde l'axe de collimation de la lunette, il caul tenir
compte du fail que les collimateurs modernes no permettent plus l'inver-
sion de In lunette susdite sur ses appuis, de sorte Wesi pas possible
d'eliminer l'intluence de cc type d'erreur instrumentale; il est done
necessaire, mneme en pareil ens, de bien verifier cette condition. Consi-
derons, en mitre, que celte rectification ? oblenue au laboratoire
avec one facilite, extreme ? se conserve assez bien dans le temps.
Les qualites optiques exigees de tout collimateur pour barrages
concernent avant tout In puissance de separation el de pointage, qui
soul function du diametre de l'objectif.
Ccs deux puissances Wont cependant pas encore ete definies de falcon
rigoureuse, de sorte (ju'il est malaise de donner des chiffres qui les
representent en valeur absolue.
Il est reconnu, en Lolls ens, que In puissance de separation a d'une
lunette depend de In longueur d'onde ). de la lumiere, de l'indice de
refraction ii du moyen et du diametre D de l'objectif.
Ces valeurs sont reliees par Vexpression suivanle :
1..-7 ----
1)
o? k est une constanle appropriee.
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Argentieri a donne un rapport empirique tres titile
I,
14)-- ? 881 000s- I 1(6 - hog' I ) :
represente le grossissement de In lunette et I) le diametre A robjectif.
Nous &volts toujours supposer, eependant, que les aberrations
geometriques et chromatiques sont negligeables en cc qui regarde les
phenomenes de diffraction.
La puissance de pointage est tine fraction de la puissance de sepa-
ration et pent prendre des valeurs comprises entre I? et i Iio de
secondc.
Nous mentionnerons par In suite les methodes employees pour les
determiner experimentalement.
En cc qui coneerne les caracteristiques mecaniques, nous pouvons
preciser que les collimateurs doivent etre en mettle temps legers et
solides; legers, car bien souvent leur transport s'opere dans des condi-
tions particulierement malaisees, surtout lorsqu'on a ;Maine fl des
barrages sillies A cote elevee et A des mesures effecluees pendant l'Ither;
solides, car e'est de cette qualite que depend la stabilite de !Instru-
ment an cours des mesures ? condition essentielle aux fins de leur
bonne reussite.
De plus, Mast rument (toil etre muni de deux !tonnes vis micrometriques
afin de permettre des pointages tres exacts.
La structure des parties metalliques de In lunette doll etre elle-
mettle parliculierement soignee, en tie de permettre des 1110UN ements
parfaits de In divergence dans les lunettes A longueur constante ci
du reticule dans les lunettes A longueur Nariable. C'est IA, en effet,
Line condition essentielle pour garantir In constance de raxe de colli-
mation.
b. LES MIRES.
Un mitre element important de la mesure des &placements, cc
sont les mires fixes el mobiles respectivement destinees A materialiser
un point du plan de reference el A permettre in mesure directe du
&placement.
Nous avons precedemment pante de puissance de pointage (rune
lunette et avons (lit que cette puissance est une fraction appropriee
de la puissance de separation; alors cependant que celle derniere est
uniquement Hee aux proprieles optiques du systeme lunette-ail, la
premiere depend egalement, en pantie, de la forme de robjet sun lequel
In collimation doll s'exercer, ainsi que de la forme el de la. dimension
de la ligne de foi constituee par le reticule de la lunette.
Beinhertz a confirme ces caracteristiques par plusieurs series d'obser-
vations efTectuees des le si?e dernier.
II est done evident que In pantie des mires qui merile la plus pro-
fonde attention, c'est la forme du signal iolidaire de ces mires.
L'une des proprieles de r(vil humain que nous pouvons Lailement
44.
41,
? 7 ?
R.62
exploiter dans ces caleuls, c'esL (Tile d'apprecier raxe median des
figures geometriquement regulieres, ou bien le centre de gravite de
certaines formes obtenties par one association de couleurs opportu-
nement ailiCes constituant des sources d'energie lumineuse.
Plusieurs etudes ?a ele effeetuees pour la definition de in meilleure
figure de collimation, mais les auleurs sont unanimes A reconnaitre
la superiorite du signal triangulaire, qui est aussi le plus aisement
realisable.
Les avantages (run panel' signal sont evidemment nombreux, mais
le plus interessant, A noire aN is, reside dans in possibilile (roblenir
toujours tine collimation des plus precises, quelle que soil la grandeur
apparente que robjectif de la lunette nous donne du signal, auLrement.
dit quelles que soienl la distance A laquelie Sc trouve la mire, la forme
el l'epaisseur de in portion de reticule, el quel que soil l'observateur.
En effet, rerreur absolue d'apprecialion de l'axe median d'un inter-
valle est donnee par le rapport suivanl, trouve par Reinhertz
%,
Ott
represenle in valeur de rintervalle;
1) la distance du signal;
I le grossissement de in lunette;
K une constante appropriee.
Compte tenu de ces elements ainsi que du fail concomitant de in
perte de definition an fur et A mesure de raccroissement de la distance,
le Bureau de la Societe Edison affecte A ces mesures a etudie, realise
el adopte un signal symetrique particulier constilue par une figure
triangulaire mixtiligne (fig. 1).
Un autre facteur tres important dont nous n'avons pas encore parte
jusqu'a present, c'esl reclairage des signaux, ou plus precisement la
quantite d'energie lumineuse emise par le signal considere. Celle quail-
lite ne doll pas etre excessive, en vue (reviler des phenomenes d'eblouis-
sement, et roil a constale que la meilleure condition se realise lorsque
la mire esi en verre, cc qui permet de reclairer par transparence.
A Maul de mire en verre, on peut. employer One mire vernie, mais
iI est bon en panel' cas d'adopLer tin vernis opaque.
En cc qui concerne la precision mecanique d'usinage des paints et
des vis des mires mobiles, il suffira de celle que garantissent les machines-
outils de precision moyenne.
C. Al'PA REILLAGES ACCESSOIRES.
Parini les appareillages accessoires, il taut prendre en consideration
les piliers de visee du collimaleur, les bases des mires el les plaques
de centrage de rinstrument ei des mires.
Les piliers devronl etre en beton arme; ils scrota bien ancres A la
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roche et il faudra prevoir tout autour une plate-forme sullisamment
vasle pour permettre t l'observateur de travailler avec la plus grande
facilite.
Il sera bon de munir chaque pilier d'un revetement isolant, pour le
proteger contre les variations de temperature: il est en outre neees-
saire de le surmonter d'une toiture capable de prot6ger l'observateur
contre Faction du vent et du soleil.
Les plaques de centrage soot de ditTerents tpes, suivant l'instru-
SOC.EDISON_
Fig. 1.
Signal Edison de collimation.
Edison's collimation !awl.
ment employe. Generalement, pour les grands collimat curs, les plaques
de centrages portent trois pastilles, rune munie Wonc petite surface
plane, l'autre percee d'un iron conique, rautre presentanl un fraisage
a section triangulaire. La disposition des trois pastilles susdites stir
la plaque pourrait etre amplement discutee Si le centrage de l'instru-
ment devail etre obtenu avec tine extreme precision, mais comme
il soffit que l'instrument revienne toujours it la meow position, met.
une erreur moyenne de centrage de l'ordre de o, I mm, la question ne
revel pas une importance excessive.
Nous pouvons mancer des considerations analogues pour le centrage
des mires.
?9
? DITERMINATION EXPMAIMENTALE
DES CARACTeRISTIQUES OPTIQUES
DES COLLIMATEURS EN SERVICE
SUR LES BARRAGES DU GROUPE.
R.
Les collimaleurs que ltt Societe Edison emploie sur ses barrages
soul de differents types, de differenles grandeurs el de differentes
epoques de fabrication. Le tableau suivani specific leur provenance
et leurs caracterisliques respectives, indiquees par les construcleurs.
Lollimateur
T%111.1.:%I. I.
I.11111.(1./
gro-s(S.
( ? ).
Petit
?10
Grand
60
Zeiss... .
10
Fennel. .
Petit
jo
Grand
Cul
So
kern
D101 3
15
1)k I
`lo
15
ii)
\\ dd. . .
T :1
il)
CIO
T-2
./11
'Nombre
ii ins-
truments
employes
? ) La sensibiliti? est cede de la invelk sue l'alidade
t'n certain nombre d'essais ont t1C effeclues sur la pluparl des colli-
mateurs ci-dessus en vue de determiner les caracleristiques opliques
de tears lunettes : puissance de separation et puissance de pointage.
Comme nous rayons vu plus haul, ces deux puissances Wont pas
encore etc dailies de facon rigoureuse, de sorte que les chifTres qui les
represenlenl pourraient etre en desaccord avec ceux des construe-
teurs, ()Menus d'autre maniere.
Il rata bien se represenler qu'on a uniquement voulu effectuer,
par les essais en question, une comparaison des differenls elements.
La methode de Foucault a ele appliquee i la determination de la
puissance de separation: c'est la technique la plus simple et la plus
repandue.
Elle consiste a observer, i une distance connue, differents grillages
(fly. )) constilues par des trails noirs d'epaisseur variee alternata avec
des trails blancs d'egale epaisseur. Les grillages, representes par paires
Waits horizonlaux el trails verlicaux) stmt. numeroLes de facon
determinee.
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? 1'
R.62 -- 10 -
En observant, :"1 Panic de la lunette consideree, In serie de diffe-
rentes paires de grilles, l'operateur (LOU juger de in grille dont il petit
encore effectuer in resolution 9, c'est-a-dire celle dont il peut encore
dislinguer les lignes blanches des lignes noires. En divisaul la valeur
du chilTre correspondant i cette grille par eelle de In distance exprimee
200
11111111111
220
1111111111
240
111111111
200
220
240
260 280
11111111 11111111
260 280
Fig.
Grillage tic Foucault.
Foucaull's grids.
en metres, on obtienl in puissance de separation de In lunette, exprintee
en secondes sexagesimales.
Dans noire cas, nous avons employe non settlement les grilles de
Foucault, mais aussi celles d'Argentieri, qui ie cut are utilisees
de la mane maniere el don1 la figure ; donne les modeles.
297
273
251
Fig. 3
Grillage il..\rgeiaieri.
_irgetilicri's grids.
Celle methode de determination de la puissance de resolution pall
sembler pen sensible, el surtoul lres subjective; nous Wen devons pas
moms Lenir comple de In valeur comparative d'un pareil essai, don1
les resulials oni ete tons ()Reims par mi meme operateur.
La puissance de poinlage a eV! ?Retitle par evaluation de l'erreur
R.62
quadratique de pointage, toujours sur Ia meme mire mobile du type
Edison represent& par In figure I.
La mire CO question une lois placee sur une base maconnee a So
ill
de distance moyenne, eL apres mise fett parfaite de in lunette, il a
it procede a l'execution de deux series de .2o pointages, efiectues
par deux observateurs differents sans toucher davantage a la lunette
de 'Instrument. Les earres des ecarts entre chaque lecture el In Vatelll'
moyenne oiii permis de calculer l'ecart quadratique moyen qui, divise
par la distanct., a donne in valeur de l'erreur moyenne de pointage.
Les deux essais ont ete realises h In lumiere blanche flatmate, avec
emploi de chaque collimateur dans son milieu habiluel de ser\ ice.
Iii4triiiiiein
Galileo grand
I14.111
Fennel grand
11
petit
hero 1)101
D1?
1)K I
Wild '1'3
'I' -2
Saltnoiraghi
Zei4s
I
I
110
1/2
Pot) oir
-cpa-
rateuv
itorragv-
I AlitipilCCiolt-1..intposecol
S
Pantano d'AN10- io-Beneiletto
\ rito-salarno-lIaitotte
Sabbione-llorat-ei,
\ annino-lI1i4in
Froita-Iiicerno-Pe-cegallo
\ illa di IlliniNenna
Pian Palii
Ponte Iltirandin
Boazzo
Logo delle Piaize
Isola to
Lareerliio
\ Ipe
llalgo
Campo
Toggia-Ka5tell
Codelago
Ongino
Pescegall Fiddo
0/01a
Careser
Agaro
Truzzo
\ al \I 4)110
)
.
I 11
1.4)
.8
i.0
$
). ;
1.
5.0
I.,
I,
o
;
.4)
1-7
1-) 0.17
0,4't 44.1
0.18 0.
0 .1 0 04
0,31 O. 01
0. 11.18
0,11/ 0.16
0.60 0, .11
41.11 0.
41. II 0.1 I
0, II 0,1;
0,1_10 0.11)
0.110 41 '7
0,11 0.10
0,4; 0.011
O. 17 0.04
I, 11 0.11
0.10 O. .0
0,911 07
0. 0.1-4
0.1
(1, '11.; 0,111
0,38 0,10
0, ;8 0.1
0.1.10 0..0
0.76 0,30
U. i'1 0,1'
0. 0 11
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? 12 ?
Bien entendu, on a en soin d'operer dans les meilleures conditions
d'eclairage et de temperature et tradopter tonics les precautions neces-
saires A Line bonne reussite des mesures.
Le Tableau 2 donne les valeurs des determinations ainsi ,efTectuees.
La premiere colonne fournit Vindication du type de collimateur, In
deuxieme lc nom des barrages pour lesquels il est employe, la troisieme
la puissance moyenne de separation obtenue lors des deux essais respec-
tivement stir grilles Argentieri et sur grilles de Foucault, la derniere
le rapport entre puissance de pointage et puissance de separation.
IV. ? PRESCRIPTIONS D'EXIX.UTION.
Les considerations de nature generale avancees jusqu'ici, les difficultes
signahies et la facon de les resoudre, l'etude des collimateurs illustres
au paragrapbe precedent concourent A nous inspirer certaines conclu-
sions et A nous dicier des prescriptions destinees A obtenir des resultats
vraiment brillants dans in determination des deplacements des barrages.
Les causes d'erreur suseeplibles de compromettre l'exactitude des
mesures peuvent etre enumerees comme suit :
I. milieu ambiant;
II. instrument collimateur;
III. instruments accessoires.
I. Le milieu ambiant pent etre responsable des erreurs suivantes :
a. erreurs derivant de mouvements anorniaux du oilier du colli-
mateur et de in mire fixe;
b. erreurs derivant des phenomenes de refraction et de legere agita-
tion de Vain
II. Les erreurs suivantes peuvent etre imputees au collimateur :
a. erreurs derivant du defaut d'horizontalite de l'axe de rotation
de la lunette:
b. erreurs derivant de Vinstabilite de la lunette an cours des obser-
vations;
C. erreurs personnelles des operateurs.
III. Les instruments accessoires pourraient etre responsables :
a. d'erreurs de centrage collimateur;
b. d'erreurs de cent rage des mires mobiles;
c. de mouvements anormaux des bases des mires mobiles et du
collimateur.
Differentes mesures omit Ote envisagees pour remedier A ces erreurs.
Nous les enumerons ci-apres, dans l'ordre :
I.a. II faut choisir opportunement la position tin pilier du coin-
maleur eL de la mire fixe.
is.
? 13 ? R.62
Tenons comple du fait que le oilier du collimalcur dolt etre sufll-
samment proche des points examines de la structure, tandis que la
mire Axe pent etre situee t n'importe quelle distance. 11 suffira d'etudier
in dimension du signal de facon que In grandeur apparente de son
image, donnee par l'objectif de la lunette, soil suffisamment grande
comple t enu de la forme et de In dimension du reticule. II est toujours
preferable, d'autre part, Tie la mire fixe salt bien eloignee, ear en
pareil cas ses deplacements n'influeront que dans une faible mcsure
sur In stabilite du plan de reference. Nous illustrertms par quelques
exemples les solutions particulieres adoptees dans les cas oii ii n'a ete
possible de trouver, au Noisinage de in structure, qu'une seule posi-
tion stable, sur !aquae on a construit le pilier du collimateur.
I.b. Il est necessaire que les observations soient effecluees A des
heures appropriees du jour, oI Vatmosphere est parliculierement
tranquille.
De plus, In distance entre collimaleur et mires mobiles dolt etre
toujours contenue entre des limites aussi etroiles Line possible, afin
de tie pas compromettre l'exactitude des observations, surtout aux
endroits on les agitations atmospheriques se manifestent dans des
proportions plus considerables.
Dans certains cas, it sera opportun que les observations soient
executees la null, A In lumiere artificielle; on aura soin d'assurer un
eelairage satisfaisant. Nous mentionnerons egalement, en cette matiere,
la solution adopttie pour un barrage du Groupe.
11.a. 11 est necessaire que in sensibilile de la nivelle torique situ&
clieval de Vaxe de rotation de la lunette soil proportionnelle A Vincli-
unison que la lunette doll avoir afin de pouvoir operer la collimation
a\ cc les mires fixes et les mires mobiles.
Representtms-nous, en eget., que par suite de l'impossibilite d'ho-
rizonter l'axe de rotation de la lunette, les erreurs commises dans la
determination des deplaeements sout en fonction de in tangente de
)'angle d'inclinaison el de la distance. Si nous indiquons en diet par ds
Ferreur de determination du deplacement, nous avons
its= lo(tgx,? tg7),
represente la distance entre mire mobile et collimateur;
i Verreur d'inclinalson de Vaxe de Vinstrument;
xi, el 12 respectivement les angles de hauteur sous lesquels on apergoit
in mire fixe et In mire mobile.
Ii faut done verifier egalement avec soin la rectification de In nivelle,
en tenant compte que cet instrument est sujet A des dereglements
saisonniers dus aux variations de la temperature du milieu oil 'Ins-
trument est employe. II est necessaire par consequent de s'assurer,
chaque determination, de la rectification de la nivelle susdite en
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? 14 ?
retournant in nivelle de facon A intervertir sa position sur ses appuis,
et de compenser, meme sans rectification, les petits dereglements
eventuellement constates.
ILL. II 'aut. mauler Finstrument, pendant l'observation, avec une
delicatesse extreme; &est IA certainement la question In plus delicate,
car elle depend presque totalement Un soin mis par l'operateur A fake
pivoter et A mettre A fett In lunette de Finstrument, en passant de In
mire fixe A In mire mobile, eL inversement.
Une regle qui s'impose A fattention de l'operateur, e'est (Tile de
verifier, apres chaque lecture, si l'axe de collimation n'a pas ete deplace.
A eei effet, ii rata revenir A la mire fixe et verifier l'exactitude de sa
collimation apres chaque lecture A la mire mobile.
De plus, pour que les mesures puissent etre considerees coniine hide-
pendantes rune de l'autre ? question essentielle dans tolls les types
de mesure ? ii Mut qu'it chaque repetition des lectures l'operateur
effectue systematiquement tine nouvelle collimation de In mire fixe.
II.c. 11 faut que l'operaleur suit hien repose, el surtout que sa posi-
tion soil commode pendant l'operalion. II sera necessaire, A cet effet, non
settlement de provoir une plate-forme commode en beton aulour du
pilier du collimateur, mais aussi de proteger le pilier susdit, eL par
consequent aussi l'operaleur el Finstrument, par tine petite construc-
tion, de facon A creer tin abri suMsant contre le vent, In !Attie et le
soleil.
1:ne question tres imporlante regarde l'operateur place A in mire
mobile, qui doit deplacer la mire stir ses patins de glissement, A l'aide
du tambour micrometrique dont elle est munie, suivant les ordres
reps de l'operateur poste A Finstrument.
Le mouvement A imprimer A In mire (toil etre rigoureusement conlinu
el non saccade, suffisamnlent rapide pendant la premiere phase
d'approche et assez lent pendant In derniere phase, celle de perfection-
nement du pointage.
Un accord devra done s'etablir entre les deux operateurs, de facon
parvenir A un poinLage parfait apres un temps suffisamment bref
pour eviter A l'operateur ei A l'instrument une fatigue excessive qui
serail au detriment de l'exactitude des mesures.
Une mitre question regarde l'un des (Wants de rceil humain, qui
est systemaliquement amene, lorsqu'il opere la collimation entre une
ligne de foi el faxe median (fun intervalle, A ureter systematiquement
In ligne unpeu en decA ou un peu au-dela de In position correcte. Ce p he-
nomene ne se manifestant pas de la mettle maniere pour bus les obser-
valeurs, ii faut, pour que les mesures soient independantes de Louie
question subjective, que l'operateur place A la mire mobile fasse par-
venir alternativement le signal de collimation dans une direction et
dans la direction opposee, sans invertir la direction pendant la phase
d'affinage de la pointee. Bien entendu, les repetitions des mesures
devront etre Loujours en nombre pair. Il est bon de repeter quatre
lois les mesures.
b
? 15 ? R.62
L'etude des conditions de rectification des collimateurs devrait
Cgalc-
inent considerer d'atares erreurs susceptibles d'infltter sur In precision
des mesures. Deux de ces erreurs se revelent particulierement impor-
t antes. La premiere regarde In position de faxe de collimation par
rapport aux autres axes instrument:tux, In seconde les variations de
faxe de collimation de Itt lunette pendant sa mise A feu pour des points
qui Sc trouvent A differentes distances.
Ces conditions de rectification sont directement verifiees par les
constructeurs; alors que In premiere West generalement controlee A
l'aide collimaleur que pour les points sillies A Finfini, In seconde
devrail etre stalk:1111111(ml hien ()Menne en phase d'usinage et de mon-
tage des parties mecaniques el optiques de la lunette: elks sont d'autre
part tres constantes, rune et l'autre, (tans le temps.
Anemic regle speciale n'existe en tons ens pour eliminer leur influence
sun les determinations au 'out's des mesures, notamment pour les col-
limateurs de fabrication recente, oft it s'avere impossible d'effectuer
!Inversion de In lunette stir ses appuis.
En cc qui regarde les erreurs derivant des points IL 1.a et III .b,
il est uniquement necessaire que les references d'appui du collimateur
el des mires soient toujours attentivement nettoyes afin de demeurer
tres propres au cours des mesures.
Quant au point I 1 1.e, it est necessaire que les plaques de centrage
du collimaleur el des mires soient respectivement bien ancrees au
pilier el A la structure. Dans certains cas, notamment stir les barrages
A cote tres elevee qui sold susceptibles de se recouvrir (rune epaisse
couche de neige el de glace, on installe les mires mobiles sun le parapet
du couronnement. N'oublions pas que cela s'avere possible uniquement
IA oh le parapet est bien ancre A la structure au lieu (['etre simplement
appuye dessus, car dans cc dernier ens les mouvements anormaux du
parapet pourraient compromettre les deplacements reels mesures rat
collimateur.
QUELQUES EXEMPLES.
En guise de conclusion du present Memoire, nous est imons utile
de eller quelques exemples de mesures choisis parmi les plus signi
fl-
catifs et concernant les barrages suivants :
a. Barrage du Sabbione (type Marcello A elements evales):
b. Barrage du Pantano d'.1vio (poids allege):
c. Barrage d'Ozofa (A contreforts):
d. Barrage du Rio Freddo (A double courbure);
c. Barrage de Pian Pal& (en blocs de beton).
Tons ces barrages sont In propriele de Societes appartenant au Groupe
Edison de Milan
Les projets et In direction des travaux des barrages du Sabbione,
Pantano d'Avio, Rio Freddo ci Pian Path old etc': realises par le Service
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R.62
? 16 --
Construction Amenagements Flydrodlectriques de la Societe Edison,
sous la direction de M. Claudio Marcello, Ingenieur-Conseil?
a. li.tiut.tuE Du SAitnioNE.
I.es figures a et b donnent, en plan et ell c(mpe verticale,
schema (In systeme de collimation avec In posilion du pilier colli-
mateur, de In mire fixe et des mires mobiles.
Fig. 4.
Barrage (It! Sabbione.
Subbione dunz.
La situation s'est. presentee (les lc debut comme extremement simple,
vu la nature de la melte A proXii1iit6 des deux culdes du barrage. On a pu
en effet installer le collimateur el les mires de facon A conlenir entre
des limites hits rapprochees les inclinaisons subies par "axe de colli-
mation (le la lunette; on n'a d'atare part jamais constate aucun !Tem-
blotement. de Patmosphere, sauf pendant les Ileums les plus chaudes
(le la journee.
L'erreur moyenne de determination des deplacemenls, calculee
Pour le point le plus eloigne du collimaleur ? autrement dit, pour la
? 17 ?
R.62
situation la moins fa\ orable - a ele evaluee A o, ; nun, valeur tres
pen elevee.
L'erreur moyenne de pointee eoncernanl chacune des mires mobiles
situees A differentes distances du collimateur a ete calculee sur In base
des mesures effect uees an emirs (le ces deux dernieres annees.
Le Tableau 3 donne, pour chaque mire, la distance qui la spare
collimateur, l'erreur ntoenne de determination exprimee en milli-
metres et l'erreur ntoyeime correspond:title de pointee en secondes
sexagesimales.
'NM EAI
Erreurs (mai/rain:11,es moiennes (le clelernunalion rt pornlile
ralculee alt Bet( iage du Subbione.
?tatioui.
111,1mo I
IIIII.
191
quadrat igtiv
111111).
Ell'1.111*
1101111.6e
ir
ric
11. )8
/?. 11
11 )1
pH/
0. ) )
)
1117
11)
0, 11
I.
I 7i
0,18
11 )1
(.. .
III
11.17
1/
(I
)7
0.
11.
loi
11 1
I.
SI
11.08
11, )11
NI
)7
11.08
11 11)
11.117
11. 1'
Connue on pent le voir clairement par les chiffres des deux dernieres
colonnes, l'erreur de determination deeroit des mires les plus eloignees
aux mires les plus proches, tandis que l'erreur de pointe demeure
pratiquement In menu., sauf pour les deux mires les plus proches, qui
subissent plus sensiblement l'influence de ('approximation de Forgane
de lecture de In mire mobile.
L'erreur de determination est done manifestement proportionnelle
A la distance.
tu autre Mice stir et impartial de l'exactitude des resultats alien-as
par l'emploi collimateur nous est donne par le parfait accord entre
ces resullats el ceux des pendules. Les differences maxima constatees
soft en effet de l'ordre de quelques dixiemes de millimetre.
A B knit \GE DU PANT \NO D'Avio.
Les figures 5 a et 5 b doiment en plan general eL en coupe le schema
du sysleme de collimation avec la position des piliers de visee du colli-
maleur, des mires fixes el des mires mobiles.
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41.
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- is -
Pootano d'Avio dant
-- 19 ? R.62
La situation (le la rodie aux ettlees s'est revelee tres favorable; on lie
peut en dire autant (le In stabilite atmospherique : les tremblotements
d'air qui se manifestent (mite la journee le long du couronnement
compliquent en diet les obser\ idiom, dans one mesure lres considerable.
II est vrai, d'autre part que ees tremblotements tendent A dispa-
mitre au fur el a mesure que les points reperes s'approchent de la station
do collimaleur, OU bien lorsque l'axe de collimation s'eloigne du cou-
ronnement en s'im?linant.
C'esi pourquoi on a songe a creer deux stations de collimaleur eL
mettre en Tit\ re deux mires fixes. CCS dernieres soul placees assez
haul pour que les tremblotements Wait* tie troublent pas les mesures.
De plus, les mires mobiles ties de chaque pilier de visee lie concernent
que In moilie de barrage la plus proche (In pilier consider& Les deux
alignements out en commun In mire mobile de l'element central.
Ce sysleme a en entre permis de contenh? les distances entre colli-
maleur et mires mobiles dans des Hittites permettant encore d'atteindre
des precisions satisfaisantes.
Les mires fixes soul rune el l'autre t.)pe h plaque venue; celle
(le In culee gauche est directement maconnee sur lit roche, celle de la
culee droile esL maconnee sun un gros pilier hien mien:: A la mite ei
completement isole du terrain en \ ironnant.
e. BARRAGE DE 107.01.A.
Les figures 5 a el 5 I) donnent en plan el en coupe le schema du
systeme de collimation, qui est du type angulaire.
On it'a Irony& en diet, sur In rive gauche aueune position assez
superficielle susceptible de perMettre de slitter avec certitude Fun des
deux points de repere.
On a done choisi, en aval du barrage et A une distance d'environ 3oo
sur un rocher solidement implant& tine position bien visible oit Von
a maconne un signal fixe. Le theodolite esl installe sm. un Oiler fonde
sur In melte, h la culee droite.
Des voyants appropri6s not Re maconnes sun chaque contrefort
A examiner.
Les mesures angulaires soul execulees a l'aide d'un lheodolile
Wild '1' 2 dont In precision, \ u les faibles distances, a Rd jugde suffisanle.
Ea effel, In mesure des angles est entaehee d'une erreur quadratique
moyenne de 0,7".
d. BARRAGE nE Rio FRED0o.
Comme on pea le Noir par la figure 7, les earaelerisliques du barrage
ne permelleni les visecs que sur trois points ? Fun A In cid eL deux du
c(5le des appuis de la voille.
La situation de la roche n'a pits ele des plus favorables nu systeme
de collimation. Ce West en eat que sur la rive gauche qu'elle affieure.
Le pilier du collimateur a done CV! conslruit sun la rive droite et
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raccorde A un socle de fondation autoportant ; toutes les prdeautions
ndcessaires out dtd prises pour ddterminer les mouvements dventuels
de cc socle et par consdquent les variations du plan vertical de refd-
rence; les deux mires fixes out die par conlre maconndes stir la paroi
rocheuse de In rive gauche.
^ P. Jer 1.c1111-s?e4
74 .1 vaa?
? ta eq.. nes
? ?
Fig. 6.
Barrage (le l'Ozola
Ozola dam
1:instrument. adopt e ? Oil theodolite Wild 3 -- pent etre einplc*e
minute collimaleur aussi bien que comme theodolite dans la triangu-
lation geodesique.
11 ne parte aueune nivelle a cheval sur l'axe de rotation; cependant,
grace A in sensibilite elevee de la IliVOIC de l'alilade (7" pour 2 11m1),
aux inclinaisons moderees subies par l'axe de collimation et A la possi-
bilild d'executer les mesures dans les deux positions conjuguees de la
lunette, sun emploi comme collimateur ne prdsenle aucune diMcultd.
ifiri nv Approve
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Les deplacements eventuels du pilier de visee de !Instrument sont
determines par deux systemes.
Le premier prevoit le raccordement aux deux sommets I et II de
In triangulation moyennant mesure des trois angles du triangle
comme indique par In figure 7. Les sommets I et II sont A leur lour relies
A In roche aval.
Celle mesure West cependant effectuee que lorsqu'on procede A In
triangulation.
Un contrtile plus systematique prevoiL par contre la mesure de
l'angle a chaque lois qu'on execute les mesures de collimation; 2 est
l'angle qtte le plan de reference forme avec tin plan vertical contenant
tin point tres eloigne et stable en aval du barrage.
La variation de cet angle permet d'obtenir, par deduction, le depla-
cement eventuel du Rifler dans tine direction normale all plan de refe-
rence; et e'est IA le deplacement le plus interessant. Le point de repere
Rant en effet tres eloigne, le deplacement tin pilier dans son plan de
reference contenant les mires fixes el mobiles ne produit que de faibles
variations de l'angle a, Landis que le deplacement dans tine direction
normale A la premiere engendre, In mire fixe elant beaucoup plus proche,
des variations angulaires sensibles.
C. BARRAGE DE Pix PALCT.
La situation a ele compliquee d'emblee par la nature physique du sol.
On a en effet constato n'existe sur la rive gauche, au voisinage
immediat de la etude tlu barrage, aucune position suffisamment stable
permettant d'installer collimateur et mires mobiles. De plus, le terrain
est caracterise, du eke en question, par une pente considerable el cc
West qu'au sommet de la montagne, A tine grande distance, que la
roche saine afileure libre de Louie vegetation boisee. Vu
de garantir toujours une excellente visibilite A pareille distance et A
pareille cote, on a procede de In bacon suivanle, clairement illustree
par le schema de la figure S.
La position des piliers de visee une lois choisie pour les trois aligne-
Incas consicleros, on a place sur la crele de In montagne trois voyants,
opportunement dimensionnes suivant In distance et les caracteris-
tiques opliques de la lunette; on a ensuite determine sur les mettles
alignements, A distance rapprochee et Loujours sur la rive gauche,
trois stations pouvant servir pour les mires fixes comme pour les mobiles.
Chaque lois que cela s'avere possible, on determine par des reperes
eloignes non settlement les mouvements des mires mobiles. rendes A la
structure, mais aussi les deplacements event uels des reperes voisins,
qui n'interviennent que si la visibilite A longue distance est tres
faible.
Les fortes inclinaisons omit en outre impose de munir le collimateur
d'une nivelle extremement sensible, en \ ue de garantir la verticalite
presque parfaite du plan de reference.
nprlaccifiPci in Part - Sanitized Copy Approved for Release @ 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
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R.62 ? 24 ?
La met bode que nous venons d'examiner se volt imposer, comme
nous rayons (lit. des restrictions considerables, surtout parce qu'elle
lie permel que In determination (rune settle composante du deplace-
mais it faut tenir compte d'autre part de la simplicite des mesures
et surtout de In rapidit?vec laquelle on pent IIICSUrQr les depla-
cements.
Ce dernier avantage est notable, surtout lorsqu'on a affaire A des
St ructures sujettes A des mouvements journaliers considerables, que
les autres methodes de releve peuvent se reveler impuissantes A mesurer
de faron reellement appropriee. De plus, les mesures fournissent direc-
lenient les valeurs des deplacements, sans l'obligation d'elaborations
tilt erieures.
En conclusion, le procede indique n'offre pas settlement les garanties
de securite necessaires : il assure en outre des resultats franchement
brillants dans l'etude des deformations, surtout pour certains types
determines de barrages.
:pr's avoir (tenni le principe de la methode au point de vue geome-
trique et pratique et avoir illustre toutes les solutions theoriques possibles
en cc qui regarde in tnesure des deplacements des barrages A l'aide des
collitnateurs, on examine en particulier les instruments utilises. On expose
les conditions de rectification du collimateur et illustre les proprieles
optico-mecanique exigees de cet appareil, ainsi que les caraclerisliques
fondamentales des mires et appareillages accessoires.
On a rapporte ensuite un certain nombre d'essais effectues pour la
determination du pouvoir separateur et du pouvoir de pointee stir In
plupart des collimateurs en service sur les barrages du Groupe Edison.
Suivent un certain nombre de normes pour l'obtention des meilleurs
resultats dans la determination des deplacements et, a titre de conclu-
sion, quelques exemples de mesures choisis parmi les plus significatifs
et concernant differents types de barrages.
SUMMARY.
After a description of the method from the geometrical and practical
standpoint and a review of all possible theoretical solutions covering
measurement of dam deflections by means of collimators, the instru-
ments are examined. Collimator adjustment conditions are stated.
and the essential optical and mechanical requisites of this instrument
are illustrated, as well as the main features of targets and subsidiar
equipment.
The paper includes also reports on several tests intended to determine
the separating and sighting capacity of the instrument, which were
R.62
carried out On most of the ?illimators installed on dams owned by the
Edison Group. Some methods are also gix en for obtaining the best
results in determining the deflections, and finally a mention is made
of some of the most representati?e examples of measurements taken
on dams of different tpes.
Extrait du st.riNne ungres des 6rands Barrages.
New York, 1938.
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
R.63
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
SIXIENIE CONGRES AMENAGEMENTS ilYDROELECTRIOUES
DES GRANDS BARRAGES DU GROUPE EDISON-MILAN
NEW YORK, 1958 (ITALIE)
tPREUVE
Reproduction interdite
ORGANISATION DES MESURES ET DES CALCULS
POUR LA DETERMINATION DES DEPLACEMENTS
DU BARRAGE DE MALGA BOAZZO
PAR LA METHODE GEODESIQUE
SERN ICE CONSTRUCTION AMENAGEMENTS 1-iyDRDELECTIIIQUES
Du GlioUPE EDISON-miLAN (,)
Parini les principales attentions qui retiennent l'allenlion des expe-
rimentaleurs lors de In determination des ddplacements d'un barrage
par les methodes geodesiques, ii y a lieu de considerer, en plus de l'orga-
nisalion des operations sur place, eelle des calculs d'elaboration des
mesures.
Celle derniere constilue en effel l'un des efforts les plus laborieux
vu Ia complexite des longs caleuls neeessaires A la determination des
deplacements par la melhode de la triangulation geodesique
Lc present Memoire a pour bul d'exposer les artifices de calcul
adoples par lc Bureau de In Societe Edison en vue de simplifier et
(*) Set-up of measurements and calculations for ascertainment of deflections in
the 3Ialgct Boazzo Dam by geodetical method.
(1) Ce rapport a ete redige par le Service Construction Amenagements Hydro-
electriques du Groupe Edison, dirige par M. Claudio Marcello Ingenieur-Conseil
(Section Observation des Barrages, dirig6e par M. Silvio Spagnoletti, Ingaieur
civil), avec la participation particulie' re de M. Alfredo Marazio, Ingenieur civil.
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d'accelerer les calculs de compensation des mesures et de parvenir
La determination des deplacements les plus probables de tel ou tel point.
Fig 1.
13arrage de AlaIga Boazzo.
Schaut dc la triangulation.
A Pilicrs de la triangulation.
? Coles de la triangulation.
? Base inesurec
31019a Boa:zo Dam.
Triangulation layout
A Triangulation posts
? Triangulation sides.
? Measured base.
? 3 --
R.63
des structures examinees. Pour simplifier l'exposition, nous allons
considerer nil cas pratique, et precisement la triangulation executee
sur le Barrage de \taiga Boazzo, dont le schema est donne par le dessin
de II figure I.
Le barrage en beton est en partie du type Marcello a elements
evides et en partie poids massif. Il a tine hauteur maximum de 17 m
et tine !unguenr lot ale de I;in. II appartient it la S. I. A. C., tine
Societe du Groupe Edison. Ce barrage a RC projele el construit par le
Service Lonstruetion Amenagemenls Ifydroelectriques de la Societe
Edison. sous la direction de M. Claudio Marcello, Ingenieur-Conseil.
I. LES M ESUB ES.
1. Le resew' de triangulation est constitue par tattles les directions
doublement observees reliant les cinq sommets installes en aval du
barrage (fly. 1).
Les pilier', I. 2. I el 5 soul solidement implanles sur la roche, Landis
que le pilier 3 a MC construit sum terrain de remblai et seri uniquemeni
A assurer in determination du deplacement de cerlains points du barrage,
non xisibles des piliers restants. Le pilier 3 est done sujel a des mon-
vements anormaux, meme Si ces derniers soul content's entre des
limites lres rapprochees.
.
L's
?
41
t? 7o7ants la trisngulatIon
TrienculatIon targ.ts 'MI ?
Fig. 1.
Barrage de Alalga Boazzo.
Malga Boa:zo Darn.
La base de triangulation est constituee par le cote 4-5 du reseau;
elle est mesuree a l'aide d'un basometre a station fixe.
Le deplacement des points du barrage est determine par intersection
des sommets de in triangulation.
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Les intersections soft generalement triples; certains soul quadruples
ou quintuples; deux seules stmt. simples. Les points du barrage observes
resullent du dessin de la figure A ; le chilTre insult i cote de chacun
d'eux represente l'ordre de !Intersection s'y rapportant.
Le rapport entre In longueur de la base mesuree et la longueur
maximum de la triangulation se chilTre approximativement par
ii est assez leve pour assurer une precision considerable dans la deter-
mination des deplacements. Les denivellations entre les piliers stint
elles-memes de nature A assurer des angles verticaux suffisamment
limiles. Les piliers scull en forme de trine de pyramide: In face suite-
rieure est de faibles dimensions, en vile d'assurer la xisibilite de In mire
meme pour les inclinaisons maxima.
;
Sonunet du pi tier de triangulation avec signal et cera Ii.
7'op of triangulation post with target and screen
Le centrage de la mire et du theodolite est obtenu en inaconnun sur
In tete du pilier un !minion Cf cuivre jaune portant un trot' calibre dans
lequel on petit passer le pivot du ant, ou bien tine sphere N issee
A la base d'appui de !Instrument coaxial de raxe principal de linstru-
ment susdit. La verlicalile de raxe du 'you boulon maconne ? neces-
saire en. vue (reviler l'excentricile du voyant. ? est obLenue au nu* en
d'une nivelle Speciale.
Le voyant (fig. 3) de forme conique ci ',ermine par tine petite politic,
est verni en noir opaque pour eviler les phenomenes de rellexion.
Chaque voyant est muni (run emit en plexiglas opalin servant non
settlement de fond lumineux, mais aussi d'abri de la mire, en N u e
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?
?) ?
R.63
(reviler t utile erreur de phase: ehaque sommel a son voyant el les
deux portent le meme limner?.
Les points choisis stir le barrage soul partie materialises par les voyants
coniques identiques A ceux de In triangulation el par un systeme de
concentration analogue, pantie identifies par des reperes de pointage
directement maconnes stir le parement du barrage et dont le dessin
esl constitue par trois petits cercles Wanes stir fond noir, ()Menus par
trait ement chimique stir plaque d'aluminium.
L'e\ aluation des angles de In triangulation a Cite effectuee A raide
du D. K. M. 3 centesimal A lecture directe de i cc, muni de lunette
A miroirs 1 5 grossissements. L'instrument en question porte une
plaque d'appui speciale a centrage oblige, en 'tie de son emploi sur
'tiller (fig. 1). La mesure des variations de longueur de in base est effec-
tuee A raide d'un basometre A station fixe, dont, In description est
donnee par un attire Memoire. Les lectures de rorgane de mesure du
basometre stint efTectuees par estimation, au dixieme de ? millimetre.
2. En cc qui concerne rexeculion des mesures, tin soin lout par-
Liculier a ete accorde A relablissemenl de In succession des operations
ainsi title du temps necessaire A chaque station.
II est recount' qu'un theodolite moderne A haute precision du type
de (-TM qui a ? employe, presenle ravanlage de lie donner lieu qu'A
des erreurs instrumentales tres faibles el a des approximations de
point age et de lecture idles que les erreurs moyennes d'observalion
(rune direction donnee demeurent inferieures A tt cc.
Pour accroltre In precision des mesures angulaires, on effeclue gene-
ralement plusieurs mesures A des intervalles difierents du cerele; on a
pu constaler qu'on obtient des precisions satisfaisantes dans les condi-
tions d'ambiance moyennes en repetant les mesures trois ou quaire
lois. Dans certatns ens, cependant, le nombre de ces repetitions n'aug-
mente pas settlement In precision des mesures angulaires, mais diminue
la precision globale de la triangulation.
C'est ce qui arrive lorsque les sommets de la triangulation subissent
des mouvements an cours des mesures.
II est necessaire, en pareil cas, de reduire le nombre des repetitions
en \ tie d'abreger la duree des operations. On obtiendra de la sorle des
mesures angulaires d'une precision monis poussee, Innis loujours surn-
sante, eL d'autre part la precision d'ensemble des operations en belie-
ticiera grandemenl.
Dans le eas de Malga Boazzo, vu rabsence de tout pilier solidaire
du barrage, ces considerations lie soni valables que pour les inter-
sections stir les reperes solidaires de la structure
Les operations out ete par consequent partagees en deux phases :
la premiere de leve de la triangulation entre les piliers aval, qui sonl
sCirement stables pendant. Finlervalle de temps necessaire aux mesures;
In deuxieme (rex alualion des angles des intersections sur les points
solidaires du barrage, qui sont les points susceplibles de Sc deplacer
au cours des operations.
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? 6 ?
Pour l'execution de la triangulation, chaque station angulaire est.
repelde quatre lois, avec rotation du cercle de 5o g A ehaque repetition.
La dude globale de cette operation --- effect uee an cours des heures
les plus opporlunes de la journee, pantie dans in matinee, partie le
soir ? est de 6 h environ, compte tenu du temps mis par l'operateur
pour se transporter d'un pilier A l'autre.
En cc qui concerne par conlre le leve des angles des intersections,
les mesures ne se repetent que deux lois an cours des premieres heures
de la matinee, et lc temps necessaire n'alleint que I h. On est garanti,
de tette sorle, contre les indeterminations clerk ant des mouvement s
journalicrs de la structure.
En cc qui concerne la mesure de In base, les determinations an baso-
metre &ant tires simples et lres rapides, les lectures sont repetees totrtes
les heures au cours de in triangulation, atilt de suivre les variations
thermiques du basomelre et de determiner avec plus de precision les
modifications evenluelles de longueur de In base.
? LES CALCULS.
1. Le travail le plus considerable A efTecluer au cours de la deter-
mination des deplacements d'un barrage par In methode de In trian-
gulation geodesique reside dans lc calcul de compensation des mesures.
On sail que cc calcul petit etre aborde par des methinks approxi-
!natives ott par des melhodes rigoureuses. Les premieres lie peuvent
etre cependant considerees comme avantageuses que pour des reseaux
tres simples; dans les ens dont nous nous occupons, la complexite des
mesures impose de ne pas les adopter.
Les melhodes rigoureuses appliquenl, comme nous savons, les deux
principes fondamentaux des observations indirectes et conditionnees.
La premiere melhode permet de lirer de cerlaines valeurs approxi-
malives des coordonnees des sommels les corrections les plus probables,
de la solution d'un sysleme compose de 2. n ? ; ? 13, equations lineaires,
ou n represenle le nombre des sommels et 13 le Hombre des bases.
La seconde melhode donne les corrections A apporter aux directions
mesurees.
On parvient A la determination des corrections par le calcul des
correlatifs, dont les valeurs numeriques sont obtenues par resolution
d'un s3rsteme compose d'un !tontine d'equalions lineaires egal celui
des mesures excedentaires effecLuees. Les directions ainsi compensees
permellent le calcul de la triangulation et par IA des coordonnees des
sommels.
Les criteres de choix entre les deux ineLhodes el Icons principes
theoriques oat fail l'objel de Alemoires precedents (2). Pour la triangu-
(2) M. CUNIETTI el \ M %RAMO, Applicazioni del metodo di calc(,lo per vartazioni
di coordinate a triangolazioni per scopi speciali (Rivista del Calash, r dciS S.TT.E E ,
Nuova scric, Anno X, N. N., 5 juin 1955), A. M ?zio, Metodi stramenti grodelici
nello studio delle deform:iota delle grandi strutture in cement() armato ( Giornale
del Genio Civile, fascicolo 50, inaggio 1950)
? 7 ?
R.63
lation de Malga Boazzo, la methode des observations indirecles a ete
estimee la plus avanlageuse : elk permet de determiner directement k's
deplacements les plus probables des points du barrage A partir des
variations des directions mesurees et d'oblenir en mitre les precisions
s'y rapportant, comme nous le verrons par In suite.
2. Comme le montre la figure 1, le 'tontine des directions mesurees
:Mena le total de d'ou les relations d'observalion
II ?ii dd. ,-,- et 17 t.,? I, /? ,? dtuil = I,
dont les coefficients
/I =
figurent dans le Tableau 1, et
I
,p),, = ?
-to
=
.1 I, I ;Ire I
represente In direction initiate compensee et It;', la mettle direc-
tion observee dans In nkm.? triangulation.
A ces ,o equations, (ltd contiennent one equation du t\ 1)1'
? it ad. a ,? di, =
(qui impose A l'axe x do systeme de reference de co'incider mec le Me if
de la triangulation et deux equations du type
= 0. il.),= ii
(qui imposent la !Hittite des Narialions des coordonnees du point i,
pris pour origine des axes), nous devons en ajouler one troisieme,
du t3pe
; Ai/i,? ,? 13 ? 11 r =
due A In mesure de in base, oil
='\,?,
et 13 = \ ? \,
It's points j el i Ctant les extremites de la base.
En combinant ces equations suivant la methode des moindres carnes,
nous avons oblenu lc systeme des six equations normales dont la reso-
lution sous forme indeterminee a donne lieu A sa matrice inverse,
contenue dans le Tableau 2.
Le produit des matrices contenues dans les Tableaux 1 et 2 a permis
d'oblenir la matrice reclangulaire du Tableau 3, sur six colonncs
(inconnues systeme) el o lignes (variations observees des direc-
tions). Au pied du Tableau, nous trouvons l'equation resolutive de
l'inconnue (lx? deplacemenl suivant l'axe des x de l'extremite -1 de
la base.
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R.63
3. Les calculs rapidement illustres au paragraphe precedent sonl
effectues une seule lois au terme de la premiere triangulation et servent
A obtenir par deduction les deplacements que les !tillers out subi pen-
dant linter% alle de temps entre la premiere serie de mesures el les
series suivantes. En effet, les variations maxima des directions d'une
I riangulation A In triangulation suivante sont contenues entre des
Mulles de quelques dizaines de secondes, et de cc fait les coefficients
des relations d'observation ) peuvent etre consideres comme prati-
quement constants.
TABLitm
1 (a d0]
(1) 461
[. a c.]
[a a s>3
D, d 9]
[r a cq
d x 2
? 0,049'29
+ 0,046'57
-. 0,02882
- 0,060'31
.-.0,078'69
-,
... 0,07281
d z 3 1 4. 0,04656
+ 0,050.51
- 0,023'75
- 0,058ot
- m8r16
- 0,076.37
d y 2 i - o02881
- 0,02374
+ 0,027'40
+ 0,042.01
+ 0,048.34
... 0,04391
d y 1 I - 0,06030
... 0,058.01
+ 0,042'02
+ 0,09560
+ 0012.62
? 0,104.45
d y 4 - 0,078'69
- o,08117
. o04836
. oo1e63
+ 0,14875
+ 0,13954
d 7 5 ) - o,07282
- o07639
. o,043.94
+ o,104?47
+ 003955
+ 0,13258
\ (ins main tenant In facon dont a Me organise le eatenl qu,i doit
etre effectue apres chacune des Triangulations successives.
I.e Tableau 4 contienl dans la premiere colonne les valeurs compensees
initiales 11:, se rapporlant A chactme des cinq stations effectuees sur
les pi hers de triangulation.
La deuxieme colonne contient par contre les valeurs brutes des
directions mesurees A Tante du theodolite dans la nkm" triangu-
lation. La N aleur moyenne (its directions mesurees, calculee pour chactine
des cinq stations, est reporte all has de chaque tableau.
La troisieme colomw contient les differences valeur athletic ? de
chaque direction incsuree A partir de sa valeur moyenne correspondante.
I.es differences actuelle ? dJ,, representent les variations
angulaires sullies par les directions A cause du deplacement subi par
les sommets pendant l'intervalle de temps entre In nirn"' triangu-
lation et In triangulation initiate.
Comme cependant les ne se manifestent pas seulement par suite
du deplacement des sommets, mats aussi a cause des N arialions
de longueur de la base mesuree, nous [Lyons rassemble dans la cinquieme
colonne. pour tenir comple de ce phenomene, les coefficients
(do
d = ? ? ?
A
rt et A sont les coefficients des equations (i) et (1) el 10 la longueur
approximative de la base. 11 faul multiplier par ces grandeurs la varia-
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R.63 - 10 -
lion que la base a subie entre la irin" triangulation et la prenti&re
pour calculer le terme qui, ajoute aux (Moo, permettra d'obtenir les dip
corriges contenus dans In neuvieme colonne.
Le prod uit de celle derniere colonne par chaeune des colonnes du
Tableau 3 permel de ealculer les deplacements des sommets fle la
riangulation.
TAni.LAu ;
Pil.
py
d62
exl
dy2
el
dy4
dyS
1
2
- 0,024
- 0,003
? 0,073
+ 0,044
? 0.033
+ 0,026
3
+ 0,002
+ 0,014
? 0,008
r 0,43
? 0,017
? 0,014
,
_ 0,061
- 0,079
? 0,004
r 0,057
+ 0,110
? 0,105
S
? 0,084
? 0,068
- 0,086
.- 0,149
- 0,160
- 0,145
2
1
. 0,019
+ 0,005
+ 0,036
r 0,030
+ 0,034
. 0,037
3
- 0,007
+ 0,019
- 0,011
. 0,033
. 0,009
? 0,008
4
- 0,084
- 0,095
? 0,025
? 0,071
? 0,121
? 0,114
S
. 0,072
? 0,071
- 0,050
- 0,134
- 0,163
- 0,159
3
1
r 0,024
r 0,012
0
. 0,008
. 0,021
+ 0,028
2
- 0,028
? 0,010
? 0,018
? 0,008
? 0,012
r 0,011
4
- 0,02
- 0,094
? 0,027
? 0,087
+ 0,114
? 0,109
S
? 0,077
? 0,072
- 0,045
- 0,103
- 0,147
- 0.147
4
1
? 0,019
... 0,003
- 0,023
- 0,015
r 0,017
. 0,031
2
- 0,048
- 0,026
+ 0,035
r 0,013
+ 0,028
+ 0,030
2
- 0,014
- 0,016
? 0,008
. 0,055
? 0,017
r 0,022
5
+ 0,042
+ 0,045
- 0,021
- 0,052
- 0,062
- 0,083
5
2
+ 0,051
r 0,024
- 0,053
- 0,072
- 0,049
- 0,024
2
- 0,004
+ 0,020
r 0,019
- 0,042
- 0,053
- 0,048
1
+ 0,023
+ 0,031
- 0,005
+ 0,015
- 0,040
- 0,040
L
- 0,072
- 0,075
+ 0,039
+ 0,096
+ 0,142
+ 0,112
dX1.- .0,274 d'11 - 0,274 01'5 + ctX5 - 1,0367 IXb
Tout, cc qui vient (Fare (lit nous prouve la simplicite et la rapidile
du calcul necessaire ti l'obtention des valeurs des deplacements: en Mel,
le temps necessaire a l'execution de cc calcul Sc elflike en ('Ii III'
par ?2 h environ de travail.
Bien entendu, la preparation des Tableaux 1, 2, 3 et I a demande
un temps considerablement plus long, c'est-i-dire em iron einq journeys
de travail pour un calculateur habile et rapide. 11 foul cependant
considerer que cc travail doll Sc subdiviser entre quelques dizaines de
In iangulations.
R.63
Nous &Lyons deja dil qu'il est possible de calculer egalement les
erreurs quadratiques moyennes nh,/, et ma, de determination des
variations dx et dy des coordonnees des sommets de la triangulation.
Ii est recomm, en efIet (3), que les elements de la diagonale
pale (IC de la mat rice invertie du systeme normal contenue dans lc Tableau 2
soul les coefficients du poids D.
i
P11.
PV -,
0'11
a
941CPUELLE
d Sr"
d
Ii111;
l!jglir
1
2
? 41;3968
-
-. 1,481
3
+ 15,1303
- 1.481
I.
- 18.9574
4. 4.444
5
- 37.5595
- 1.481
-.
Midis:
2
1
+ 222.8748
- 1.767
3
- 41.0011
- 1.767
4
- 80.2081
+ 5.301
5
- 101.6655
- 1.757
3
1
+169.8042
- 1.1352
2
+ 132.1948
- 1.852
I.
- 140.4006
+ 5.555
5
- 151.5984
- 1.852
4
1
- 186.3907
- 0.544
2
+ 170.8907
+ 0.559
3
+ 137.5024
+ 0.938
5
.- 122.1:024
- 0.994
5
1
- 239.6711
-2.406
2
I.' 114.7452
-2.406
3
+ 81.6164
-2.406
4
43.3095
I+
+4.107
Le produit
oll
In..= 7 / It' ,
/ II
o?
les v sonl les &arts definis par les equations ( et calculables an moyen
des coefficients du Tableau I ,
(-) A NIMICANTONI, Sul signilleato dei o coefficienti ausiliari o usati nel meiotic)
dei ininhizzz quadrati per to risoluzionc del sistenia norniale Gaussian? (Rivisla del
Cultist? e dei S.S.T.T.E E., II 4, 291o)
norl ifiprl in PartSanitized Coov Approved for Release @ 50-Yr 2014/04/14 CIA-RDP81-01043R003200120001-8
Declassified in Part - Sanitized Co .y Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14 : CIA-RDP81-01043R003200120001-8
n est le notuke de.sttCVC t tts inesurt'es;
In est k ttott.tke itteeuttUes;
cc prvkluit. t's ? U.Qu p:rtttet te calcul des erreurs moyehnes.
L'easetr.t4,: iJc ee calcuts txtge approximativement. i h de travail
Fig '4
ThkKlolite I) K. M.3 sur pilier.
K 31 3 theodolite moulded on post.
Une methode analogue a 6(6 adopt6e pour la r6solution du pro-
bleme de la determination des points au moven d'interseetions simples
et multiples.
II a fallu neanmoins tenir compte, en pareil ens, que les directions
allant des pliers de la triangulation an point solidaire du barrage lie
soul pas settlement variables sous l'efTet do dOlacement que le point
subit dans le temps: leurs ariatio ns ckpendent 6galement do mou-
ement probable pilier Le principe theorique de d6veloppetnen1
du calcul de compensation est illustri! en detail dans In Note prk.6-
demment eltie
Le Tableau 5 met en rapport en efTet les \ arialions dx et dy des coor-
donnk.s des sommets de la triangulation, en inkne temps que les varia-
tions dx des directions relati? es a ehaque repere solidaire du barrage,
avec les ariations d \ et dY do repere en question. II suffit, en efTet,
de faire la sonune des produits des coefficients conlenus dans chaque
ligne du tableau par les variations dr et dy des coordonn6es des piliers,
calculOes par la ink hode do paragraphe III, et par la variation dx
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15 -
R.63
des angles mesttri,s, pour obtenir les \ anal ions dX et dN' des coor-
donnes des points du barrage.
Pour le calcul des di, on emploie le Tableau 6 qui donne, pour chaque
station, In salcur initiate compensee des angles mesurC,s.
La difference entre In saleur brute mesurip dans la /I'm' triangu-
lation et in \ initiate mentionnee par It Tableau 6 repri.sente la
\ :deur de di. cherch6e.
egalement him simple, exige ens iron II de tras ail.
Nous pouvons affirmer, en conclusion, clue ces elaborations ne cons-
tituent pas un labeur et imposant Mak il est bon d'insister
sur l'idee que si In compensation atnliore les ri.sultats, ci Si les artifices
de calcul dont nous as 11115 park accilerent l'i?laboration des donut:es.
In question fomlamentale Wen reside pas monis toujours dans in forme
Oonietrique du ri,seau &1 surt out dans la bonne execution it reNtle-
t it Ude tits iiitstirt',.
R?UM?
L'un des obstacles qui entrasent l'application de In mOhode, de la
Iriangulation geodesique A l'etude des deformations (Fun barrage,
('(St le calcul de compensation des mesures: le present .A16moire expose
In mighode actuellement appliquee par Its sers ices de la Socia6 Edison
afin d'abri.ger it temps necessaire.
as our mentionni? les principes th60riques de In m6thode on
illustre Its tableaux permettalit de passer rapidement des variations
des mesures directement obsersees :tux inconnues du systeme.
A titre de conclusion. on a pork. une bacon simple d'oblenir in prt,-
cfsion des resultats.
SUMMARY.
Since one of the hindrances noire often encountered with the geode-
tical triangulation method when obsersing the deflections of a dam
is represented 1) the calculation for adjustment of measurements,
this paper describes the method now used by the oflices of Societ A
Edison for reducing the required time.
After gising some notions on I he theoretical principles of the method,
the tabulations used for passing quickly from the observed measurement.
Nariations to the unknossus of the s stem are illustrated, and finally
an easy was of deducing the accuracy of results is also shown.
1.x.lrail (III Sixiinne (.ungri,s des (;rands I3arrages.
Ness York, 1958.
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PARIS. ? DIPRIMERIE GAUTHIER VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-5S
Imprime en France.
7
1
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.64
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
AMENAGEMENTS HVOROELECTRIQUES
DU GROUPE EDISON MILAN
(ITALIE)
EPREUVE
Reproduction interdite
L'EMPLOI DE BASOMETRES A STATION FIXE
DANS LA DETERMINATION
DES DEPLACEMENTS DES BARRAGES
PAR LES METHODES GEODESIQUES (*).
SERVICE CONSTRUCTION AMENAGEMENTS ITYDROELECTRIQUES
DU GII0UPE EDISON-MILAN (').
La mesure des deplacements absolus subis par un grand barrage
sous l'effel. des actions qui s'exercent stir cet ou?rage avec le temps
constitue l'une des questions les plus seduisantes du domaine de es-
Ligation experimentale effecruee en vue de connaitre les correlations
entre In theorie eL la realite physique.
La technique des mesures actuellemenl encours de perfectionnement
incessant, la perfection des instruments emploes, la competence (pie
les experimenlateurs Wont cesse d'etendre ces dernieres =tees, la
same critique des methodes el. des prescriptions de mesure out permis
d'atteindre des remittals vraiment brillants Si l'on a heaucoup fait,
(*) Use of stationary basomelers in the measurement of deflections in large dams
by geodetical methods
(l) Cc rapport a ae r6dige par le Service Construction Ainimagements Hydro-
electriques du Groupe Edison, sous In direction de M. Claudio I\ larcello, Ing6nieur
Conseil (Section Observation des I3arrages, dirigee par M. Silvio Spagnoletti,
Ing6nieur civil), avec in participation particuliere dc M Alfredo Marazio, Ing?eur
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R.64
toutefois, ii n'en reste pas monis beau?wp a fairy et dimple experi-
mentateur doit savoir ilit)(lilit'i ci approprier les inethodes et les instru-
ments en vile des nombreux eas qui se presentent stir le plait pratique,
el exploiter les resultals de loute experience. Si minces stnenl-ds.
, ,
Le present Menwire Neill exposer les criteres adopt es toms la recherche
des reperes absolus des triangulations geodesiques spectates ellectuees
en vile de l'etude des deformations des grattds barrages.
Notts estimons superflu d'illustrer les principes de la triangulation.
qui consene, meme en pareil cas. sa signification et son rdle d'optra-
huh classique. Qu'il nous sullise de rappeler que les prescrip-
tions d'operation devront etre opportunement modifiees. vu les faibles
dimensions et la forme parfois incorreete de ces reseaux speciaux, sans
compter le degre de precision extremement etc\ e qui s?impose.
Les avantages de cette methode de rele\ e soul certainement nom-
breux et entierement dus i sa granite souplesse d'emploi: ii ii 'en est
pas moms certain que son utilisation Sc heurte .?1 des dillicultes multiples
derivant de In delicatesse extreme des operations, des precautions a
adopter lors du centrage du theodolite et des mires aux denivellations
existant entre les sommets, de in (turtle des mesures et du coet des
elaboral ions.
L'une des principales diflicultes qu'on rencontre au emirs de la phase
d'etude de In triangulation lorsqu'on \ eut localiser les sommels dc
triangulation sur le terrain regarde le chorx des reperes absol us. C'est la
certainement rune des questions les plus delivales de l'operation,
car c'est d'elle que depend In possibilite de determiner correctement
les deplacements reels de in structure examinee.
Il est evident que le *slimly d'axes a lieu d'adopter pour
representer, par les Nariations des coordonnees, le deplacement absolu
des sommets de triangulation et des points de detail qui rattachent
devra avoir son origine en un point rigoureusement stable, el (peen
?titre In direction de l'un des axes de \ in etre egalentenl fixe. ii est en
mitre reconnu que lors du releve d'une triangulation. l'execution pure
et simple de mesures :mgulaires penile 110111 la determination de in
forme du reseal' trigonometrique lie milli! pas et qu'il s'impose egale-
menl de mesurer au monis on element lineaire arm de potnoir en Rabin.
les dimensions. De cc fait les elements necessaires et suffisanls per-
mettani l'orientation eL le dimensionnement absolu (rune triangulation
sont au nombre de trois, tI precisement : point fixe, direction fixe
et base.
Nous savons cependant que si l'execution des mesures angulaires
consume tine operation simple et rapide dans le cadre du releve (rune
triangulation geodesique, In mesure des bases constitue?
toujours une
difficulte considerable el s'avere des plus laborieuses el des plus deli-
cates, surloul parce qu'il s'agit d'atteindre un degre de precision sup&
lieut. Lu celui des mesures angulaires.
Le rapport entre in longueur de In base el in longueur lineaire in
Pius considerable du reseau Rant en effet peu eine, in precision relative
-- 3
11.64
dolt etre beaucoup plus grande que celle des mesures angulaires pour
que les erreurs absolues constalables Lout le long du reseau demeurent
entre les Hittites des tolerances.
La mesure de In base constilue, meme dans ccs triangulations de
nature particuliere, in pantie la plus delicate de Lout le releve, en dela
du rapport beaueoup plus grand existant entre in longueur des bases
el celle du reseatt; il est done !laurel que les experimentaleurs aient
cherche les solutions les plus simples en vue de rendre In mesure plus
sure el plus rapide.
Le present Memoire a pour but d'exposer les mesures adoptees et
les appareillages installes en vue de certaines triangulations offectuees
stir quelques barrages du Groupe Edison.
LES BASOMETRES.
Les basometres utilises dans in mesure des bases de triangulation
du type special apparliennenl generalement. .a la categoric des baso-
metres geodesiques Jiiderin. En effet, les basomelres Li tige rigide, du
type Porro ou du type Bessel, lie soul point appropries a eei effet,
leur emploi Rant tres lent; us out ete desormais elimines, ineme lorsqu'il
s'agit de inesures de bases geodesiques.
Fig. 1.
Begle graduce pour ill d'invar.
Graduated stick for Maar wire.
Les basometres du type Jiiderin solnt constitues, comme nous savons,
par dc ills d'invar de 1,5 mm de diamelre; en general, chaque base
Li mesurer possede son Ill, expressement prevu pour la mesure de la
longueur consideree.
Le Ill en question Sc termine par deux regles graduees de S cm de
longuettr (fig. 1). Les graduations, orientees dans le mettle setts, corn-
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R.64
meneent par zero .1 1 um tit s mitt s et t liaque trait occupe tout.
la largeur de in regle Chaque legit est It mime par un anneau amplel
on fixe la corde de chain re imlimnic d on 'mitts tendonr de io kg.
En vue de sa conser?ation. de son tiansport et de son emploi, It
fil est mind d'un tambour spet ial de till de diametre. monte sui
roues a rayons en :tillage leger
Chaque roue est !mint& sur Un tIliport .11C1.1.11 lorNtill'011 dela (.14.:rOtilel
le fit du tambour (fig .)
I it:
1111)poit p.m! t In III .1 .1
Input- wire ret I iii,p,r;
Les contrepoids destines a slonner an fil limit tension appropriee son!
rifjourcusement egaux et de meme plods (i kat
L'index de lecture destin6 a remplacer In mire on le th6odolite a la
tete des piliers extrhnes de la base est di forme cx lindrique (fig. 1)?
sa face superieure porte au cent rt on roads tit Iargeui i peine supe-
Hence i celle de la regle et deux lignes de foi normales i cel It. dernii:Te
et symetriques par rapport an point central.
On prepare generalement sur le terrain des tubes inclines (lig.
dans lesquels on introduit des batons supportant sur tine fourche.
l'axe de la poulie autour de laquelle s t nroule in corde portant le poids
tendeur du fil. La poube est rt glablt dans chaque direction. afin de
permeltre de placer la regle gradue?,n regard de l'index de led un
sur le !ober.
?5? R.64
On emploie, dans certains cas, un ruban en invar au lieu d'un flu.
La graduation est alors directement inscrile sun le ruban.
Ces appareillages se soul averes tres etlicaces sur le terrain pratique,
car us onl permis d'atteindre des precisions tres elevees; on a cepen-
dant renconLre un certain Hombre de difficultes et d'inconvenients
au cours de leur emploi, par suite de In nature des mat eriaux et des
camel eristiques des appareils
Fig 3.
Tube supportant les polities.
Pulleys support pipe.
En elTet, le til d'invar subit, an cours de son enroulage et de son
deroulage, tine torsion considerable, meme Si le diamelre du tambour
est grand. Vu mecanique des alliages fer-nickel, cet effort
pent souveni causer des variations de Itt longueur de l'echantillon
Les acieries traitant eel alliage omit elles-memes constate au laboratoire
que l'invar petit subir. suivant les circonslances, des modifications de
longueur Ices complexes qui se produisent. avec retard apres tm change-
menl de temperature, ou hien des modifications progressives, a tem-
perature constante. Tons ces changements sont des manifestations
De plus, l'invar generalement employe apres treillage est recuil:
de cc fail, il pent un grand nombre de ses caracleristiques mecanives,
cc qui l'expose a se plier frequemmenl, an cours de son enroulage et
de son deroulage: plus lard, sous l'effel de la tension du contrepoids au
R. 64.
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R.64
cours de la mesure, ces plis se redressent partiellement, cc qui determine
des variations sensibles et repetees de longueur.
Pour pouvoir obvier l ces inconvenients, ii faudrait posseder un
nombre assez considerable de Ills pour chaque base a mesurer ? comme
cela Sc produit, d'ailleurs, ION de la mesure des bases geodestques.
11 faut en outre soumettre chaque echantillon A des etalonnages tres
frequents all laboraloire.
Le Tableau 1 (p. 21) mentionne, aux differentes dates, les result ats
de l'etalonnage (effectue an cours de l'annee i i l'aide du compa-
rateur a tiges de quartz. aupres de l'Institut de Geodesic de l'Ecole
Polytechnique de Milan) d'un certain !tontine de fits appartenant aux
triangulations realisees sur les barrages d'Isolato et de Santa Giuslina.
Corinne nous pouvons le voir, In longueur des ills a Nari6, pour les
differen(s echantillons, entre des limites aunt de quelques dixiemes
de millimetre A 12 mm.
Ces inconvenients, qui Sc verifient dans les Ills d'invar, ne se produisent
pas, par contre, dans les rubans, comme on a pu le constater lois des
nombreux essais de laboratoire.
II en resullerait done un avantage considerable du ruban sur le
sans oublier d'autre part que le ruban, dont la surface est superieure
egalite de section, prend avec plus de rapidite In temperature de Fair
et en suit les variations avec une grande fidelite; representons-nous
cependant que cela ne se produil qu'en l'absence de soleil, In surface
rayonnante du ruban etant superieure i celle tin fit.
De plus, l'appareillage necessaire all transport el a la conservation
du ruban est plus simple, moins encombrant eL moins lourd.
On pourrait songer A adopter, pour les fils on les rubans de ces baso-
metres, des materiaux beaucoup plus homogenes que Pinvar, mais In
difficulte consiste dans la mesure de la temperature de l'echantillon.
On sail en effel que l'invar presente sur les autres materiaux l'avantage
de posseder un coefficient thernuque de dilatation lineaire variable
de o,S A 2,5. to", considerablement plus faible que celui de l'acier, de
sorLe que in mesure de la temperature est monis critique.
Un autre inconvenient important des appareillages de cc genre,
c'esl le mouvement parfois imparfaiL de la poulie d'envoi de la tension
du contrepoids au fit. En effet, lc frollement entre pivot et poulie petit
frequemment absorber une pantie de la tension, d'oit variation de la
chainette; ii suffil en effet de rappeler que pour chaque variation de
tension de o,t kg la corde de la chainette vane de 0,1 mm pour les
Ills de 25 mm de longueur.
L'action du vent pent elle-memc modifier considerablement la mesure
en influant sur la longueur de la chainette ou en accroissant la duree
et la difficulle de la mesure, nolamment dans les appareils a ruban;
le ruban offre en effet a Faction du vent une superficie considerable,
de.sorte qu'il oscille continuellement pendant la mesure, A la moindre
agitation de l'air, Landis que cc defauL est monis sensible dans les
appareils a flu.
?7
R.64
Dc pareils inconvenients out un caract&re sensiblement plus serieux
lorsqu'il s'agil de mesurer des bases de grande longueur. S'il est conseil-
lable, en diet, que la longueur de In base soil dans un rapport asscz
notable (de 1,5. A 1 /5) avec In longueur totale reseau de triangu-
lation, it est bon que In longueur des echantillons ne depasse pas 3o in,
en consideration des difficultes que detennineraient l'enroulage et le
deroulage ainsi que des oscillations continuelles dtt Ill - on, pis encore,
du mbar' ? sous l'effet du mouvement de l'air, oscillations dont l'amor-
tissement serail trop lent. II est preferable, en pareil cas, de fractionner
la base en plusieurs troncons et de reporter l'echantillon un grand
nombre de fois.
Pour conclure, ii est bon de resumer brievement Lolls les
elements dont it fatmt tenir comple en consideration des causes suscep-
tibles de determiner une diminution de la precision de in mesure et
tine complication des operations :
a. Les appareillages construits stir le modele des instruments geode-
siques doivent employer comme echantillons des materiaux t faible
coefficient de dilatation thermique, afin que la mesure de In tempe-
rature i laquelle le basometre est employe ne s'avere pas excessi-
vement delicate;
h. Les caracterisliques mecaniques de l'invar elant inconstantes,
les basomeires qui l'utilisent doivent etre frequemment etalonnes au
laboratoirc i l'aide de comparaleurs de precision;
c. II est necessaire d'employer les basometres dans des conditions
ideates d'ambiance, c'est-A-dire en l'absence de soleil el de tout mou-
vement d'air, meme:leger, nolamment lorsqu'il s'agit de basometres
ruban. Ces conditions n'etant pas Loujours possibles, la (tunic des
mesures pent etre mettle excessivement longue;
d. II est essentiel que la rotation aisee des poulics soiL assuree de
In facon In plus rigoureuse, en vue de ne causer anemic variation de
In tension;
r. 11 est necessaire quc l'echantillon ne depasse pas 30 in de Ion-
gueur. La mesure des bases de plus grande longueur doll etre oppor-
tunement organisee de factm A reporter plusieurs fois
BASOMEThES A STATION FINE.
Pour obvier aux inconvenients dont nous avons park! ci-dessus
propos des basometres du type geodesique, un nouveau type de baso-
metre A station fixc a ete imagine el employe.
Les figure ., 5, 6 et 7 indiquent les basomelres de cc type installes
aux fins des triangulations des amenagements des barrages d'Isolato
du type a double courbure, Malga Boazzo et Pantano d'Avio du type
Marcello A elements evides, projeles et construits par le Service
Construction Amenagements Hydroelectriques de la Societe Edison,
sous la direction de M. Claudio Marcello, Ingenieur-Conseil.
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B.
Cne ptt a section reCtamiulaire de o. ;o X o. 00 m envirun.
oliturable a a pat: e superieure inciennant des eon\ ereles de beton
_ ?
1i 1
1"3-(fil1etre (I Li barraee d Isolato
I-Pnmeter the 1.soiab, Dam
Fig. 5.
Basometre du barrage de Nialga Boazzo
Basomder of the .11 (Ilya Bo?;:o Dam
? ?
Fig 6.
liasotoidre du barrage de Pantano d'Avio.
Basometer o the Pmthmo d'Avio Dam.
Fig. 7.
Basometre do barrage de Pant.ano
Basometer of Ihe Pankmo Avio Dam
R.64
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? 10 ?
ou de Me metallique, a ete menagee entre les deux bases des Oilers de
triangulation constittumt les extremites de In base A mesurer.
A l'inlerieur de In galerie susdite se trouve un ruban metallique aner
Fig. S.
Ancrage du ruban.
Ribbon anchorage.
a la base (run des deux piliers (fig. 8) et lendu par un contrepoids
d'environ 5 kg, installe dans un pulls menage dans In base de
t:
Fig. o.
Installation du contrepoids.
Counterweight arrangement
l'autre pilier (fig. 9). Le ruban d'acier qui traverse. A I1ntrie r d'un
tube, le pilier oil est instant*, le contrepoids porte. dans son edition In
? 11 ?
R.64
plus simple, tine ligne de foi aboutissant it tine regle graduee solidaire
de In base du pilier (fig. to).
Les variations de longueur de In base sont de la sorle tires des lectures
effecluees stir la regle graduCT au niveatt de la ligne de foi du ruban,
apres avoir apporle les corrections opporlunes de temperature.
Fig. o.
Ilegle gradtiee pour les lectures an basomelre
Millimeter-graduated stick for Gasometer readings
La temperature est. relevee A l'aide d'un grand nombre de thermo-
metres installes A l'inlerieur de la galerie, le bulbe A la cote du ruban.
Apres celle description sommaire de l'instrument., passons A l'examen
des nombreux inconvenients qui peuvent se produire dans ces baso-
metres ei qui constituent des sources d'erreur dans la determination
des variations de longueur de la base. Ces inconvenients derivent prin-
cipalement des causes suivantes :
a.
b.
C.
(1.
C.
f?
materiaux:
mesure de la temperature;
corrections thermiques;
variabilite de In tension du ruban,
longueur du ruban,
position de In base.
Voyons ensuite comment on a obvie aux inconvenients en question.
a. MATAnr
Nous fIVOI1S mentionne, aux pages precedentes, l'instabilite des
alliages fer-nickel, et nolamment de l'invar. Ii esi evident qu'une
pareille matiere West pas In plus qualifiee pour un emploi dans les
basometres m station fixe, oil le ruban est constamment soumis A tension
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?
De cc fait. tout allongement anormal du cubatt pourrait etre inter-
prete a tort contrite un 1110UN mein des 'tillers; il faut en effel Sc repre-
seiner qu'il West pas possible de soumettre le ruban a des etalonnages
de laboratorre. et que la matiere employee doit etre, de toute neeessite,
reellement stable.
La seule propriet ritable de rill\ ar c'est, nous le savons, son faible
coefficient thermique de dilatation, ce qui entraine tine mesure plus
aisee de la temperature. Nous verrons plus loin comment on pent obvier
cette difficulte.
On a done employe. dans les hasometres consi(Ieres, un ruban
(10 0., mm) en acier trempe harmonique du type employe pour
les ressorts. remarquable par ses proprietes mecaniques comme par
sa stabilite et sa compacite: bien entendu, le coefficient de dilatation
thermique de cc type d'acier est considerablement plus eleve que celui
de l'invar.
Un inconvenient important de cette maniere reside toutefois dans
son oxydation aisee. compte term de l'alteration rapide qu'il subit du
fait de Faction chimique forternent oxydante de l'humidite atino-
spherique, en depit de la protection offerte par la galerie expressement
menagee. 11 est done necessaire de songer a un revetement efficace de
verms ou de graisse anti-oxydante.
L'experience a prouve que le vernissage est diflicile i realiser dans
de bonnes conditions, vu l'impossibilite de vernir le ruban .avant In
pose et la necessite de proceder i cette operation apres que le ruban
a ete tendu a l'interieur de ?la galerie, tandis que le graissage a la vase-
line ffiante, aise a realiser sur le ruban deja installe, cree une couche
protectrice mince et dure qui isole fort bien le metal de toute action
atmospherique corrosive; hien entendu, ii rant proceder en pareil cas
A un nettoyage 'treatable ruban.
On aura soin, par contre, d'eliminer toute graisse ii consislance
pAteuse permanente, qui retiendrait les grains de poussiere et finirait
par faire Nader le poids propre du ruban, (Foil modification des carac-
teristiques 2f;ometriques de la chainette.
L acier inoxdable, inalterable dans le temps, allie cependant les
incomentents de lin\ ar et ceux de l'acier. Sa structure est en effel
pen stable et son coefficient de dilatation therinique est Cleve.
h. DE.i TE.MPER1TURE.
ruban en acier harmonique rend la mesure de la tempe-
rature cornme nous axons deja eu Foccasion de le signaler.
Cei cependapt beaucoup plus snre qu'on ne pourrait
tout cl?_:1,r,:ff :-
En _.:Iteneur de la galerie dans laquelle le 'Than Sc trouve
tendu. 3 a --mr,bile et la temperature suit avec tine grande inertie
les -,ariauf,r...s 7.?:,:i7niques du milieu ambiant. De cc fait le ruban pent
lui-meme m.,uer aisement a Fambiance et a la temperature de l'air
contenu dans la 5alerie. Ce phenomene est tres important, car s'il est
R.64
possible chine part de bien mesurer In temperature de l'air, de Fautre
In mesure de In temperature du ruban scrai t plulOt eomplexe.
11 faut cependant se representer qu'a l'inlerieur de In galerie Fair
se trouve dans un etat de calme a peu inks parfait, de maniere a deter-
miner un gradient vertical et horizontal de pression; it est done possible
que le ruban lie Sc trouve pas entierement a la mettle temperature,
surtoul lorsqu'il est de longueur considerable.
II est done necessaire de disposer tout le long de la galerie nil nombre
assez grand de thermometres de facon que le Indite de chacun d'eux
se trouve in cote du ruban. En general, les basometres installes jusqu'a
present portent un lhermometre tous les mo m ruban; un 'tontine
plus considerable prolongerail exagerement la mesure de In temperature,
surtout lorsque la temperature de Fair vatic rapidement.
En cc qui regarde le type de thermomelre, on pea employer indiffe-
remittent les thermomelres a mercure ou les lhermometres electriques;
ces derniers doivent etre employes de preference dans les basometres
de longueur considerable, en Vile d'accelerer les operations.
Un artifice efficace, qui permet de se passer de la mesure de in tem-
perature, consiste dans In realisation d'un basometre capable de mettre
en evidence toules les deformations non lhermiques d'une section de
structure. Le principe est identique u celui qui a CU! adopte dans les
ex t ensomet res elec triques.
Fig.
liasoini.tre (1'110 barrage-poids evi(16
Hasometer inside the hollow gravity dam.
Le basometre Sc compose de deux coupes de ruban ninnies de contre-
poids au centre de In base dont on van mesurer les variations de Ion-
gueur (fig. ri) Il est. ex Men', que Si l'on presuppose une temperature
toujours uniforme tout le long de la base, Louie variation de longueur
due 5 une action thermique sur le ruban et sur la structure determine
r73.?
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11
une variation de lecture (regale \ :flewr absolue stir la regle graduee.
an niveau des deux lignes de fol des deux coupes de ruban en question.
L'emploi d'un basometre ainsi realise est naturellement lie, comme
nous l'avons (lit, a l'egalite de In temperature tout le long de la base:
finstrument petit done etre adopt e uniquement dims certains cas
speciaux.
C. COIIIIECTIONS TIIIERMIQUES.
II est recount' que les aciers speciaux out un coefficient thermique
de dilatation lineah?e compris entre to et 1:1. 10 6 et ariable en fonc-
lion de la teneur en C, Si, Mg, Cr, de racier considere.
II est done indispensable de connaltre avec exactitude In valeur du
coefficient de Fader employe. en vue de corriger opportunement les
leet tires effectuees.
Celle determination petit etre effectuee au laboratoire on, tres sim-
plement, par des operations de campagne. Ces dernieres constituent
des determinations plus Metes, puree qu'elles liennent globalement
compte de tons les ecarts en deca on au-dela de in situation theorique.
II est evident qu'au cours (rune settle journee tout mouvement
anormal des deux extremiles de In base s'avere extremement impro-
bable. De cc fait, les variations de lecture qui se produisent soul uni-
quemeni imputables a des variations thermiques de longueur du ruban.
11 a done ele procede a tine serie de lectures espacees d'environ
au ruban comme aux thermometres, tout le long d'une journee an
cours de laquelle on a pit cortstater des variations considerables de
temperature.
Les lectures de temperature une fois transcriles en diagramme,
compte term des erreurs d'observation, le rapport entre in petite de
In droile moyenne et la longueur du ruban represente le coefficient
thermique de dilatation lineaire. Les figures 12 el 13 donnent les
diagrammes ayant permis lc calcul des coefficients des rubans dans les
basometres d'Isolato el de Malga Boazzo.
On ne s'esi pas limite, bien entendu, a une settle determination;
les mesures out ete repetees dans differentes conditions en vue d'obtenir
des valeurs comprises dans des intervalles considerables de temperature.
Les deux diagratnmes cites out donne les coefficients suivants :
Isolato : 11,0. 10 6:
Malga Boazzo ? 0, ; . i o
La valeur tin coefficient tine fois determinee de cette faro'', la mesure
de la base au cours d'une operation complete de triangulation dolt
etre effectuee aux premieres heures du jour, apres avoir permis au
ruban de s'accouLumet? tonic la mitt i une temperature stable el cons-
tante; il faut eviler les heures pendant lesquelles l'air subil le premier
echauffement du matin.
15
D'aulre part, \ LI In simplictle de In niesure, it serail opportun et peu
onereux de suivre pendant haute la duree des operations in respiration
thermique du basometre.
R.64
?C
Fig.
Determination (In coefficient de dilatation du ruhatt du basomiAre d'Isolato.
Detertnination of the expansion coefficient of the !sok& basotneter ribbon.
d VAII1A1311..ITE OE LA TENSION DU RUB 'N.
Nous avons deja \U qu'une ?ariation de tension de 0,1 kg, stir un
@
- 1+I7 . v Approve
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? 16 ?
13.
1)cterinin1tion du coefficient de dilatation du ruban
liasontetre de lalga Mazzo.
Determination ol the e.rp,:nsi,m ro,fliezent of the Mug a basomeler.
1
17 R.64
iii tie 25 I" el" h." de Pro\ (glue tine ariation de longueur
de ti, I min de la corde de In chainette.
Dans les basomkres A station lixe, oil la matiere est soumise l tine
da6rioration tres rapide par suite de raction ox.)dante constant e de
l'atmosphere, il est fondamentalement important d'assurer un mou-
vement. parfaitement souple des renvois du contrepoids et de reduire au
minimum le nombre des points de frottement ruban.
Nous mons done proserit le renvoi dtt contrepoids au moyen (rune
poulie too multi autour (run arbre - - solution adoptiye, par cont re.
dulls Its basometres du IN pe gkAlesique - et mons adopte le retiVoi
it conical', pratiquement exempt de frottement.
I 7
eUtV.N. 44;4 .
Fig. 14.
lienvoi n couteau pour la tension du ruban
Made gear for ribbon tensionmy
La figure I; nous montre la solution adoptee. Les couleaux soul en
acier inoxdable legerement graiss6 A la graisse qui r6siste au gel.
L'action des contrepoids est direelement appliqu& au ruban.
A Litre de pr6caution. as ant d'efTectuer la lecture A la regle graduee.
ii esL bon de s'assurer du parfait 6quilibre do renvoi l couteau en ten-
dant davantage le ruban et en le faisaid ensuite oseiller en meine temps
que le contrepoids: la ptftiode d'amortissement des oscillations permet
de juger mouvement favorable de l'organe mobile. Celle op&ation,
effectut'2e syst6matique1ue1t maul toute lecture, permet de vaincre
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? is ?
toutes les inerties derivant des petits frottements eventuels et de
parvenir rapidement an parfait equilibre des tensions.
C. LONGUEL711 flU Hell N.
Nous savons que si Un Iii poids de p kg/m est tenth] par un poids '1'
entre deux points situes A meme cote el A la distance a, la fleche de la
chainette est donnee par l'expression suivante :
. pet
1 = ?
ST
Comme on peut le voir par cette expression, In Hectic vatic en raistm
du carre de la distance qui separe les deux points de suspension. Pour les
basomelres de longueur considerable, il faudrait done constrire une
galerie de grande profondeur.
Fig. 15.
Accrochage ruban du basometre (le Pant.ano d'Avio.
Suspensions of the Punkin? d'Avio basometer ribbon.
Pour obvier A eel inconvenient, it sutra de creer le long du baso-
metre tin certain nombre d'appuis intermediaires, de maniere A reduire
les portees eL par consequent les flitches resultantes. Cette solution
permettrait de creer it Ions les appuis intermediaires des surfaces de
frottement capables de produire des absorptions de tension variables
dans le temps.
--
R. 64
Dans le basometre de Pantano it'A?io, dont In longueur a atteint 90 in
environ I;), eel obstacle :t etc elinune par l'accrochage du ruban
A de petits ressorts en acier (Mb if)), ce qui a supprime Loute source
de frot lenient.
Fig.
\etrocliage dii ruban (d6tail).
Suspension of the ribbon (detail).
/. POSITION Dr. LA BASE.
Um attire source possible d'erreur pour les basometres de cc type
reside dans In position du basometre par rapport aux piliers extremes
de la base.
En effel, le sommet de triangulation est defini comme le point
d'intersection entre In surface d'appui du theodolite sur In tete du
'tiller et l'axe du trou calibre dans lequel on introduit le pivot du signal
oil bien In mile de centrage de l'instrument
Par contre, le basometre ii station lixe mesure, pour raisons cons-
t ructives, les variations de In distance au pied des deux piliers extremes.
Tout deplacement d'un pilier Rant toujours accompagne dune
rotation, les mesures punts el simples au basometre lie permettent
pas de mettre en 6\ 'deuce les veritables variations de la base recite,
entendue comme distance entre les deux sommets de triangulation.
En pared cas, ii est opportun de proceder it l'installation, sur les
plinthes dc fondation de chaque !tiller extreme d'une base, tine station
de clinometre en vue de In determination des rotations eventuellement
subies par le 'tiller.
La mesure du deplacement au basometre et In mesure des rotations
au clinometre permeltent d'obtenir, par deduction, In variation de in
base recite de in triangulation.
Une mitre question importante concerne In denivellation entre les
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? 20 ?
deux extremites basometre. II est bon que ltt petite de la base ne
depasse pas 5 %; toile petite superieure creerail l'interieur de la
galerie des differences considerables de temperature, cc qui obligerait
A accroitre sensiblement le total des thermometres installes.
Pour conclure lc present article stir l'instrument installe depuis pett
stir les barrages du Groupe Edison, nous tenons A preciser qtte de grands
progres demeurent encore A faire en vue d'ameliorer son rendement.
Les pages precedentes ont donne la description de !Instrument
susdit dans son execution la plus simple, car nous avons voulu nous
borner it preciser l'utilite et les avantages (['tin pareil basometre en
comparaison des modeles du type geodesique: nous ajouterons cepen-
dant que le systeme de lecture a Cite perfectionne depuis quelque temps,
el gull est maintenant execute A l'aide d'un comparateur centesimal
it cadran (fig. 9, ii el i j). Le comparateur puma de comparer chaque
lois la distance entre deux reperes, l'un solidaire du ruban et le second
solidaire tin tallier, cL une longueur-echantillon (fig. i7).
17
Longueur-ecimutillon du comparalear.
Calibrator for clock-type comparator.
Les mesures sont effectuees par lecture directe au ,comparateur
jusqu'A 0,01 mm.
Considerons qu'il Wesl pas toujours possible d'installer un basomeire
de cc genre el que par consequent l'emploi des basometres geodesiques
lie sauna etre rigoureusement proscrit, d'aulant plus qu'ils ont tott-
jours donne d'excellents resultals en detail de leur emploi laborieux.
II est certain, neanmoins, que les avantages des basometres A station
fixe sont consi(lerables, car its permettent ? vu la simplicite eL In rapi-
dite de leur emploi ? de suivre quolidiennement le comportement
de la base, independamment de toute attire mesure.
21 --
1,11.4.11e111 s UWI (It's .11 Is d mi
tie 1)1.1,1,1*(i 11 de 1,1 S,P1'11'1, 1'111.5,1/1 elll 1 flellf.A 11, s compa orisons
11111.
(i11 1 III
1,N,11 7,
(. 0)11
11-H) 1..
1,11-)1, ;
1.. ,7 it ,i1j0 1
RESUME.
R.64
.!1,1
(III
a i ,u99 ;s
}-1,111 I 1
1 1 7 111 1 ,7 110-4
Ca article presente tout d'abord in certain nombre d'idees comer-
mutt !Identification des reperes absolus d'une triangulation en vue de
ccs finaliLes particulieres el met en eNidence l'importance considerable
de la mesure des bases.
Apres avoir decrit l'emplui des basometres du type geodestque,
ii s'arrete it considerer les avantages eL les inconvenients de ces appa-
veils, affirmant pour conclure que tres souvent les basometres de cc
genre sont d'un emploi trop long et trop laborieux pour qu'on puisse
les adopter pour In mesure des bases dans tine parcille triangulation.
On passe ensuite A la description d'un nouveau type dc basometre
it station fixe, dejii adopte et experimente dans un grand nombre de
triangulations sur les barrages du Groupe Edison; on analyse Loutes
les sources possibles d'erreur et l'on expose les mesures qui oft permis
de triompher de toutes les dillicultes regardant le materiel employe,
In mesure des temperatures et les corrections thermiques de la tension
au ruban, de la longueur de In base et de sa position.
SUMMARY.
This paper stars with making clear some concepts about ;assumption
Of absolute reference points ill a geodetical triangulation for these
special nuns, and showing the outstanding importance of measurement
of bases.
After describing the use of basometers of geodetical type, an analysis
of its advantages and drawbacks is undertaken concluding that often
the use of these basometers is much too long and laborious for current
employ in measering bases in tringulation of this sort.
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R . 64
A description is given of a new type od stationary basomeler which
has been alreadi adopted and used in a number of triangulations for
dams owned by the Edison Group, analysing all the causes of error
that may develop and showing the arrangement used to meet all
difficulties with regards to material, temperature measurement and
consequent thermal adjustment of pull on the ribbon, lenght and posi-
tion of the base.
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
- IMPRINIEBIL GAL1'II1ER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins,
152903-58
Imprime en France
OW
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondlale de l'Energie
sixitmE coNpREs
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.65
QUESTION N? 21
SERVICE CONSfRUCTION
AMENAGEMENTS IIYDROELECTRIQUES
DU GROUPE EDISON-MILAN
(ITALIE)
EPREUVE
Reproduction interdite
RECHERCHES PRELIMINAIRES
EN VUE DE L'EXECUTION PLUS CORRECTE
D'UNE TRIANGULATION GEODESIQUE
DANS L'ETUDE DES DEPLACEMENTS.
D'UN GRAND BARRAGE M.
SERVICE CONSTRUCTION AM2NAGEMENTS HYDROnLECTRIQUES
DU GROUPE EDISON-MILAN (l)
La mesure dans laquelle les operations geodesiques contribuent a la
determination des deplacements horizontaux des grands barrages est
desormais reconnue universellement. La methode de la triangulation
inerite une attention particuliere par son elasticite d'emploi, qui In
rend particulierement propre aux finalites visees.
Cate operation est, par consequent, l'objeL d'un interet considerable,
et des recherches approfondies, fondees stir un nombre croissant d'expe-
riences, oat CIC faites sur In nature des erreurs susceptibles d'influer
(*) Preliminary investigations for a more correct execution of geodetic triangulations
for observation of deflections in a large darn.
(1) Cc rapport a ele, redige par le Service Construction Amenagements Hydro-
electriques du Groupe Edison, sous la direction de M. Claudio Marcella Ingenieur-
Conseil (Section Observation des Barrages, Writ* par M. Silvio Spagnoletti,
Ingenieur civil), avec la participation particuliere de M Alfredo Marazio, Ingenietir
civil
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R.65 -- 2
le plus grandement sur les mesures. Ces recherches out contribue
asseoir sur des bases de plus en plus solides les methodes, l'emploi des
appareillages, le choix des instruments les plus qualifies pour permettre
d'atteindre les meilleurs resultats.
Le present memoire entend exposer un certain nombre d'etudes
experimentales envisageant la definition des modalites d'execution
des triangulations geodesiques, notamment en cc qui regarde les triangu-
lations dont le leve s'avere tres long, par suite du nombre considerable
de points a observer.
Les sources d'erreur qui influent le plus sensiblcment sur les mesures
sont habituellement classees dans les trois groupes suivants :
I. Erreurs dues aux instruments:
2. Erreurs resultant des appareillages;
3. Erreurs irnputables au milieu ambiant.
Le premier groupe comprend :
a. les erreurs dues a la verticalite imparfaite de l'axe primaire de
l'instrument;
b. les erreurs de graduation du cercle;
c. les erreurs du micrometre optique;
d. les erreurs personnelles de l'observateur;
e. les erreurs dues A l'instrument de mesure de In base
On peut ranger dans le second groupe :
a. les erreurs dues a l'excentricite des voyants au sommel;
b les erreurs imputables a l'excentricile du theodolite au sommet;
c. les erreurs resultant de la verticalite imparfaite d l'axe des
voyants.
Nous pouvons enfin comprendre dans le troisieme :
a. les erreurs tlerivant des mouvements subis par le barrage pendant
in periode des mesures;
b les erreurs dues aux flechissements periodiques iliurnes des piliers
au cours des mesures;
c. les erreurs de phase;
d. les erreurs derivant de la variation de Perreur de phase pendant
la periode des observations sur l'un des sommels;
e. les erreurs dues a des refractions laterales.
Vu la necessite, pour l'experimentalcur, de connailre A fond les effets
procluits par chaeune de ces causes d'erreur sur la determination des
deplacements, nous allons exposer un certain nombrc de considerations
dont ii y a lieu de tenir compte pendant la phase des reconnaissances,
In phase d'etude du projet et la phase de leve de la triangulation
I. Ccs types de triangulation jouent deux roles fondamentaux. Le
premier ? le plus important ? - eoncerne la determination des mouve-
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
- 3 ? R.65
merits de la structure examinee; le second, les mouvements que ses
sommets subissent au cours du ineme intervalle de temps.
Le choix des positions que devront prendre les piliers de la triangu-
lation doit done 'etre considere comme la phase fondamentalc de In
bonne reussite des mesures.
Compte term de Lollies les causes possibles d'erreur, l'emplacement
des piliers de la triangulation devra etre choisi en consideration des
elements suivants :
1. Les visees allant des piliers de la triangulation aux voyants
magonnes sur le barrage doivent Sc couper dans les conditions les plus
favorables eL en tous cas sous des angles d'au moms 300.
Solt en didt. un triangle ayant pour angle au sommet y, el soil rn7
l'erreur quadratique moyenne de la mesure de y. Si nous appelons mi
l'erreur moyenne de determination de la longueur du cote b, nous
aurons, en appliquant aux formules des sinus le principe de fonction
de quantites directement observecs :
I) cosy lit....
Nous voyons clairement qu'a egalito de my, la longueur du ate h
s'accroit tres rapidement au fur et a mesure de la diminution de y
lorsque cet angle est inferieur a 300.
Il est bon de considerer, en outre, que les intersections devront etre
au moins triples, et que, par consequent, chaeun des voyants situCs
sur lc barrage interessera au moins trois piliers de la triangulation.
Bien entendu, uric question etroitement liee aux precedentes regarde
le secteur de visibilite du barrage a partir de chacun des piliers sands
stir la roche.
2. Aucune visee ? ni celles de la triangulation, ni celles des inter-
sections ? ne devra s'averer excessivement inclinee.
Il est impossible, bien entendu, de fixer des limites maxima, el l'experi-
mentateur aura la tache specifique de placer les piliers en ayant soin
que les differences de cote ne soient pas excessives, compte term de la
nature du terrain, de la conformation Lopographique des lieux eL de la
position des points du barrage a examiner.
Les denivellations considerables stir de courtes distances rendent. en
effet les visees tres inclinees.
Ces fortes inclinaisons entrainent des consequences tres projudiciables
a la precision de la mesure des angles et par consequent a la determi-
nation des deplacements.
Il est reconnu, en effet, que l'influence de l'erreur de verticalite de
l'axe primairc de l'instrument sur les lectures an cercle azimutal est
representee par l'egalite
til = v tgcc Silt A,
oh a est l'angle de hauteur et A l'angle forme par be plan vertical conic-
mint le point objet de la collimation avec le plan vertical contenant
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4
l'axe primaire de I instrument Dans It s theodolites de premiere grandeui
l'erreur de verticalite de l'axe principal pent etre de l'ordre de 2 a 3'
de cc fait. en cas de visees tres inclinees son influence est intolerabli
Il pent en etre de meme de l'excentritite du signal qui, pour pouvoo
'etre encore visible en cas de forte intim:11min. (bit etre place tres haut
Cet inconvenient est cependant eliminable movennant emploi de ni \ elle.
bien choisies.
3. Tout triangle d un reseau geodesique (le mit s'approeher, dans
toute la mesure du possible, de In forme equilaterale, c'est-a-dire dt
l'optimum pour la determination precise de In position des sommets
Dans le cas dont nous nous occupons, ii West naturellentent pas
toujours possible de realiser tin pared reseau, mais ii est opportun que
le rapport entre le cote le plus court et le cede le plus long de la trian-
gulation ne soit pas inferieur a
4. En cc qui concerne les reperes absolus pour les deplacements
reels de la structure. les elements necessaires et suit-Isaias sent au nombre
Ue trois, savoir : un point fixe. une direction fixe et tine longueur.
Le choix de la position des trois elements 5 rinterieur du reseau
triLionometrique n est aucunement difficile, cette position n'etant
soumise a aucune condition si cc West celle de ne pas etre trop eloignet
du barrage.
C'est l?cependant. une condition tres restrictive. D'autre part.
nous devons considerer ? compte tenu uniquement des erreurs commises
dans les mesures angulaires susceptibles d'?e obtenues a l'aide d'un
theodolite de deuxieme grandeur ? que si les references se trouvent
3oo m du barrage. les erreurs de determination des deplacements
sont de l'ordre de grandeur de i mill.
Si nous avons la chance de pouvoir trouver deux points stables sufli-
samment proches run de l'autre el VOiSillS dll barrage, en parch l cas.
les trois conditions seront simultanement verifiees.
Nous pouvons en effet faire cob-wider l'origine des axes de reference
avec l'un des points, faire passer l'un de ces axes par le second point
et considerer leur distance comme fixe et constante.
Au cas ou I on ne trouve. 5 proximite du barrage, qu'un seul point
stable, il suffira de situer le second tres loin. de facon que ses petits
mouvements eventuels ne produisent anemic variation sensible de
l'orientation absolue de In triangulation.
II est cependant necessaire, en pared cas, non seulement de hien
mettre en N ue le point eloiEme ? qui pourra mimic Sc trouver a quelques
kilometres de distance ? mais aussi de mesurer one base qui pourra
etre en tous cas situee a l'interieur do reseau.
Representons-nous qu ii s'agit in de conditions-hinite et quit est
toujours souhaitable que les points fixes puissent etre plus nombreux.
Compte tenu, d'autre part, du fait qu'il n'est jamais possible de savoir
avec certitude, des le debut des operations, Si les sommets demeureront
reellement immobiles. il sera bon, par precaution, de prendre toujours
? 5 --
R.65
comme orientation on point eloigne et de procecler toujours a la mesure
threae d'au moms une base. Si nous considerons en outre que ces triangu-
lations speciales sout toujours tres complexes, que leur forme ne petit
pas etre toujours tres correcte et que l'indice d'un resent' depend direc-
tement dtt nombre de bases mesurees, il est toujours opporlun que les
bases soient nombreuses.
5. Les piliers devront etre construits en beton mine et solidement
ancres it In melte environnante. Au cas oh le pilier semait implante sur
tine melte peu stable, la plinthe de fondalion devra etre bien large,
de maniere A limiter le plus possible les deplacements du pilier susdit
et -- cc esl encore plus delicat ? ses rotations.
Les calculs de compensation des mesures ne sont en elTet valables
que Si cette hypothese est suffisamment confirmee. Les piliers devront
etre proteges contre lc sold!, dont l'action petit nuire a l'uniformite
de In distribution de la temperature A eL provoquer de cc
fail des deformations de la structure. Le sommel du pilier doll. A peine
suMre A supporter l'instrument, de facon que les voyants puissent etre
de dimensions limitees et encore visibles aux inclinaisons maxima.
Its seront par consequent en tronc de pyramide A section carree ou
en tronc de cOne (dimensions transversales variables de o,5 ii o,2 in
suivant la hauteur).
Afin de permeLtre cependant. a l'operalcur -- qui releve une triangu-
lation de cc genre, oil une grandc pantie de in precision alleinte depend
de ses capaciles personnelles, de son attention el de ses precautions ?
de Lravailler commodement et clans lc calme le plus absolu, ii est bon
de munir les piliers d'une plate-forme el d'appuis opportunement prevus,
le tout isole de In structure du pilier, de facon clue l'operateur puisse
s'appuyer sans fatigue.
II. Analysons maintenant. les causes d'erreur qui ont CLC altribudes
an milieu clans lequel les operations s'effectuent.
1. La premiere cause, par ordre d'importance, a ele identifiee avec
les mouvements qu'un barrage subit clans un court intervalle de temps
(quelques jours, par exemple).
Aria de mettre lc phenomene en evidence, non seulement sous l'angle
qualitatif mais surtout au point de vue quantitatif, il a ete procede
un certain nombre d'essais stir quelques barrages presentant, du fail
de lcurs caracteristiques constructives, de faibles capacites thermiques,
de sorb e qu'ils ressentent avec one grandc promptitude les variations
de la temperature de l'air pendant la journee.
Les essais en question mit porte sur les barrages suivants :
Pantano d'Avio du type Marcello elements evides:
Malga Boazzo
Sabbione
Trona
Isola? du type a double coubure.
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R.65 ? 6 ?
orn
? r
1??
tO
sommet d'un element
Deplacements du
?
? 7 ?
R.65
Tous ces barrages ont tt?rojeles et construits par le Service Cons-
truction Amenagements Hydroelectriques de la Societe Edison sous la
direction de M. Claudio Marcello, Ingenieur-Conseil.
Les essais efTeetties sur les barrages alleges ont reside dans la repe-
tition sysleinalique, a des intervalles de temps variables de 3o a Go am,
des mesures aux pendules et des mesures de temperature aux parements
aval et. amont du barrage. Les mesures ont generalement d?t e le
maim n de bonne heure, avant le lever du soleil, et Sc soni poursuivies
jusqu'a tard dans la soiree. Pour le barrage d'Isolato on a suivi la
met hode de la collimation, avec repetition des mesures toutes les heures.
La figure i donne, en graphique, les &placements subis par un point
too
0."
? 19
?04$
___
---- --
-
I
il it
17 -VIII- 1957 18 ? VIII- 1957 19 ? VIII -1957
Fig. 2.
DC:placements du sommet du plus haut element
du barrage de Fantail() d'Avio dans les 4S h.
Crest deflections in the highest element of the Pantano d' Auto dant
in a 'IS h period
couronnement d: tin 6.16ment de moyenne hauteur du barrage de
Pantano d'Avio, mesures d'un coordimetre optique Galileo
(mesures espacees de i h).
On pea voir que les deplaeements journaliers du sommet de l'element
sont de l'ordre de 0,1 mm el que le phenomene se repele egalement le
lendemain La structure est cependant en mouvement d'un jour a
l'aulre
Le meme phenomene se manifeste pour l'element. de plus grande
hauteur du meme barrage, naturellement avec des variations plus consi-
&rabies comme on pea le voir par le graphique de la figure 2.
On a egalement employe, pour ces mesures, un coordimelre optique
Galileo.
Les figures 3 et 4 (Wilma les diagrammes des &placements d'un
point du couronnement. de l'element le plus eleve du barrage de Malga
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ai ;,arinatt. u ciut
in lit \ Le.!: :?L. ste etence maximum
r Bcd:zo dam
,1 i;orTi/ei
L.I 12, [:?_-..r_e ef,Intinue les deplacements
r,losu:.es - la cie de I are au sommet du barrage
de?cernariee des mois tl'a? ril.
aciat. c242i.c) bre et dembre: ces deplacenicitt.
ion-% tLPrr.tsc-: des:i:n.. Darks 1.2. 3. 1. .1;. 7 et
r77.1 aDaetat des dimensions tres modest es.
ces ttre-s surtkuit pendant In
't attzr-rir cr. t..
ar c:'ar. L,a. - a''- de tempt"?rat arc tdia
tr&s rapprnebees.
:es :
2.. CPI a par les structures pelt\ cut
?0 -
R.65
Us compromettre de Incon intolerable la prdcision des ddterminations
des deplacements des barrages dans le temps ?
If.videmment, la rtpons s cette interrogation dolt etre considdree
comme positive, du moins dans la majorite des cas.
En diet, le releve des angles des triangulations et des intersections
s'avere long et laborieux dans cc genre d'opdrations et demande un
nombre considdrable d'heures, sou\ eat meme de journees: il est done
?
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UN L'3110?l.r_ II, ft Mir .MCAll,..1a
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25-11 -1957
25-11-157
77-12 -15s7
Fig
Deplaeement, du ,ommet plu, haut element
du barrage tie \ taiga linazzo a idange maximum
.rest deflections in the highest element of the lfalga df/.71
it jflfl.rirfllufl firaWeb,j/./r
essentiel que l'experimentateur sache organiser les niesure., coneernant
ces phenomenes clans des liinites de temps tres rapprochees, au moins
en cc qui concerne Valuation de ces mouvements anorrnaux. Cette
enquete preliminaire sur le comportement des barrages revetira done
une grande importance, notamment pour les structures minces.
Voyons maintenant quelles peuvent etre les prescriptions, les rnethodes
et l'instrumentation a adopter pour obvier dans toute la mesure du
possible a cc phenomene
Nous axons dit clue le probleme consiste, dans son essence. a rdduire
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-- 10 ?
le temps necessaire aux mesures sans introduirc pour cela d'autres
sources d'erreur; on peut obtenir ce resultat de differentes manieres.
La premiere solution ? qui serail aussi la plus simple et que plusicurs
auteurs ont envisagee ? residerait dans l'adoption de la methode photo-
..
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Fig. 5
Deplacenients de la cle de Parc au sommet du barrage d'Isolato
dans 8 mois de Fan, et courbes des temperatures de l'air, dans les 24 Ii
Crest deflections at arch crown in the Isolato dam for S months of the year,
and diagrams of air temperature for a 24 h period.
is C
10
/5
CC
15
Is
10
IS
10
- 11 R.65
grammelrique, on lie saurait mieux choisir en laid clue methode, car
on peul de la sorte saisir differents instants de In vie de l'ouvrage et
les documenter ii l'aide des phologrammes.
Malheureusement, In methode phologrammetrique West pas encore
assez precise aux fins N. iqes par nous du moms dans les conditions
actuelles de celle technique Les deformations des gelatines sensibles
el des supports par suite des courtes distances focales des objLctifs
et In rigidite de In camera en regard des mouvements de la lunette des
phototheodolites lie pertnettent que des precisions angulaires de l'ordre
de quelques dizaines de secondes sexagesimales
11 est possible d'obtenir one reduction de In duree du travail neces-
saire en reduisant le total des repetitions des mesures.
11 est reconnu, en qu'en augmentant le nombre des plans de
mesure on petit obtenir tine reduction de l'erreur moyenne de la moyenne
des mesures augulaires Mais routine l'erreur moyenne en question est
inversement proportionnelle a In mettle carree du nombre des repe-
titions, il est evident que la diminution de sa valeur a lieu Lres lentement.
S'il est done vrai que la reduction du nombre des repetitions accroil
l'erreur moyenne susdite, d'autre part In precision d'ensemble des
operations Sc trouve amelioree.
Une aulre solution qui pourrail facilityr les operations de leve et
abreger leur duree pourrait resider dans l'emploi d'un plus grand nombre
d'instruments, wallies par un plus grand nombre d'observateurs. On
pourrait realiser, bleu entendu, une economic de temps plus conside-
rable en associant (Tile solution a la precedente.
A noire avis, cependant, les meilleurs resullals peuvent are alleints,
dans des cas pareils, par l'adoplion d'un theodolite a enregistrement
pholographique du cerele horizontal. L'operateur serait de la sorte
degreve du lraN ail de coincidence on de lecture du cerele et limiterail
son attention au pointage pur et simple du voyanl. La reduction de In
duree des mesures de campagne serait de Go 00 environ, ear on economi-
serail le temps necessaire it In coincidence el a Ia lecture du cercle.
qui soul par contre effectuees ulterieuremenl sum le film enregistre,
dans le milieu bien plus calme d'un bureau d'etudes. De plus, le fait
que l'allention de l'observateur est uniquement tournee vers le poin-
tage du voyant accroit la precision d'ensemble des mesures. lin autre
avantage, considerable it nutre avis, reside dans la documentation des
donnees des mesures. car en pared ens le cattier de campagne est remplace
par un film, cc qui pelmet d'eclaircir aussitOt tout defaul eventuel de
congruence des caleuls.
On pourrait ici avancer quelques objections sur la precision des
lectures eliecluees sur le filmit l'aide d'un microscope micrometrique
special. Dans un court article sum Le theodolite de precision Wild T 3
avec enregistrement photog raphique. public par la revue Schweiz Zeit-
schrift fiir Vertnessung und Kulturtechnik, le Professeur I-I. Kasper
de Zurich conclut, sa rapide illustration de l'instrument considere el, de
ses emplois en signalani que l'erreur quadralique moyenne de lecture,
pour un seul enregistrement et une seule mesure sur le film, a ele
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fltl
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de o",2, cc qui continue parfailement les resultats de in lecture
normale an microscope de "instrument.
3. Quelle que soil la methode choisie parmi celles que nous :Lyons
illustroes, pour reduire In duree des leves, ii faudra toujours experi-
menter, avant d'effectuer les mesures initiates, In duree des differentes
stations, et de prendre note de bottles les conditions d'ambiance suseep-
libles de troubler, de quelque fagot] que cc soil, in bonne marche des
mesures.
L'operateur doll en effet etablir, stir In base de cette analyse, In duree
de chaque station de mesure et la succession rigoureuse des stations,
sous le rapport des conditions d'eclairage des voyants et de "instrument.
II faut Sc representer "influence considerable et deletere de l'erreur de
phase derivant de l'eclairage unilateral des signaux, de "agitation de
etc.
Le temps et in succession des stations une fois fixes, l'operateur devra
s'en tenir scrupuleusement h ces prescriptions dans toutes les triangu-
lations successives. L'interet reside en eget, rappelons-le, dans In deter-
mination de In variation de position (Fun point et non de sa position
absolue: il est done important de retrouver, tors de chaque operation
successive, les mettles conditions initiates. Celle consideration est
egalement valabk pour permettre de trouver et d'adopter tonics les
ninnies precautions de centrage des voyants el du theodolite, de
pointee, de coMcidence, de lecture, qui constituent le bagage indis-
pensable de tout observateur consciencieux.
III. Les premiers resultats obtenus ouvrent la voie h d'auLres
recherches utiles aux fins de "amelioration el perfectionnentent
des mesures.
Ces recherches pourront porter sur la verification des hypotheses
avancees en phase de reconnaissance au sujet de la stabilite prestunde
des piliers (le la triangulation, ou de "orientation absolue du reseal]:
elks pourront egalement concerner les precisions "oblenues pendant les
different es operations.
L'analyse des resultats pourra indiquer si les mouvements des piliers
sold purement accidentels ou s'ils oat un caractere periodique, et
preciser la correlation entre cette periode et les conditions ("ambiance.
On pourra voir par la dans quelle mesure el jusqu'a quelle distance en
aval (In barrage "influence (rune retenue peut etre ressentie.
Alin (le pouvoir efTecluer le controle avec int certaine tranquillite,
il est necessaire toutefois de hien etudier la precision des resultals, de
maniere a voir Si l'ordre de grandeur des deplaceinents resultants est
superieur ou inferieur a celui des erreurs moyennes.
Un contreole tres evident de la precision des resultats pent etre obtenu
Si Fon introduit dans le reseau une base doni on lie Heath]] pas comple
dans le calcul de compensation. Les variations (le longueur (le In base
susdite pourront etre obtenues par deduction des calculs nu mesurees
direct ement.
13
R.65
La comparaison liltre les deux ?aleurs donnera l'ordre de grandeur
de in precision ()Wink dans "operation lors de In determination des
deplacements.
11 est bon, naturellement, (neon institute tut calcul plus exact el plus
rigoureux des erreurs 11101 ('lines de determination des variations de
position des points. cello e?aluation est meme assez facile el rapide
Si l'on einploie dans la ( ompensation des inesures des methodes rigou-
reuses
Celle analyse re\ et, on conclusion, une importance fondantentale
non settlement. sous "angle statistique, mak surtout parce qu'elle est
en mesure do nous found!. des indications susceplibles d'avoir une
importance capitate aux this (tune interpretation correcte des resultats;
elk pennet eli outre u "experimentateur de trouver in facon d'ameliorer
chaque fois les schenms des nouvelles triangulations, de maniere a
obtenir des resullats non settlement dignes de foi, mais aussi toujours
plus utiles aux tins s isees
RESUME.
Apres tine rapide analyse (le In nature des erreurs susceptibles d'en-
Lacher les mesures angulaires tine triangulation geodesique, on
donne in certain nombre de conseils concernant les recherches a effecluer
en phase de reconnaissance, afin d'installer les piliers d'un reseau de
triangulation de In meilleure facial possible
On preconise en outre quelques recherches i elIectuer avant d'aborder
les mesures el rapporte les resultats des etudes faites sur le compor-
lenient de quelques grands barrages pendant une periode de !IS h. Ces
eludes montrent de quelle facon et dans quelle mesure les structures
a faible capacite thermique subissent des deplacements pendant la
journee.
On conseille enfin, a litre de conclusion, d'analyser les premiers
resullats obtenus, atilt de se procurer non seulement quelques infor-
mations sur le comportement de in ruche en mai du barrage, mais aussi
sur be degre de precision ()Menu
SUMMARY.
After a short reN iew of the nature of errors that may invalidate
the reliability of angle measures in a geodetic triangulation, this paper
oilers some suggestions on in' estigations to be made during field
surveys for placing triangulation posts in their best. position
Some investigations to be performed before starling with measu-
rements are suggested and the results of investigations on the behaviour
of some large dams over a period of ig h are reported, showing how
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50-Yr 2014/04/14 : CIA-RDP81-01043R003200120001-8
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R.65 14
and how much a unit having small thermal capacity can move during
the time of a day. Finally, this paper concludes with the advise to
analyse the early acquisitions available in view of obtaining information
not only on the behaviour of the rock downstream of the dam, but also
on the accuracy obtained.
Extrait du Sixieme Con gres des Grands Barrages.
New York, 1958.
PARIS. ? IN1PRINIERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55:
152903-58.
Impritne en France
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.66
QUESTION N? 21
C. MARCELL?
(ITALIE)
EPREUVE
Reproduction interdite
METHODES ET INSTRUMENTS
POUR LA MESUFtE DES DEFORMATIONS
DES GRANDS BARRAGES (*).
INTRODUCTION DE CLAUDIO NIARCELLO,
Ingenieur-Conseil, Directeur du Service des Constructions
Amanagements Hydroelectriques du Groupe Edison, Milan
Dans les conditions at:Welles de realisation des barrages, it West pas
necessaire d'insister sur l'importance decisive des observations sysle-
\ matiques sur le comportement de ces grands ouvrages de In technique
moderne.
L'etude des deformations de ces structures est en particulier la scule
methode pralique susceptible de nous permellre, a l'heure actuelle,
d'eclaircir les conditions recites de fonctionnement d'un barrage, qui
dependent de taut d'elements generalement difficiles a preciser pendant
la phase d'elaboration du projet eL d'obtenir les &nudes necessaires
en vue d'ameliorer, soil les systemes de calcul, que les principes d'etude
de in structure a realiser.
(P) Methods and instruments for measuring large dcuns deflections.
01 4
? , /?
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R.66
?2-
11 est done extremement interessanl, aux this de reeontonie generale
de ces ouvrages, de proceder tine determination aussi exacle que
possible de leur comporlement el en particulier de leurs deformations.
a parlir desquelles on pourra remonter aux causes ? generalement
multiples ? qui les engendrent el elablir ensuite, moyennant examen
approprie, la distinction entre les diets des ones et des attires.
Deformations et tieplacements sofa cependant, en general, d'ordre
minime par rapport aux dimensions des ouvrages, de sorle que leur
evaluation West pas exempte de difficultes pratiques; scuts he progres
des instruments de mesure, le perfectionnement des methodes, l'expe-
rience acquise stir cc terrain particulier d'operations old permis d'aborder
le probleme avec sarete et peuvent permettre d'aileindre des resultats
assez proches de la reale.
A la lumiere de ces conceptions el dans le cadre du Service de Cons-
lruclions hydroolectriques place sous noire direction, nous avons
conslitue la Section d'Observation des Barrages, charge de proceder
materiellement aux mesures el d'en elaborer les resultals.
La recherche d'amelioration des methodes d'observalion dans les
diflerents cas a caraine la definition de techniques speciales ci conseille
de nouveaux modes d'installation des instruments de mesure.
Nous avons estime opportun d'en informer ceux (Venire nos CoIlegues
que ces perfectionnements sonl susceptibles d'interesser.
Nous tenons A souligner que le domaine d'observation oi l'activile
de noire Service s'exerce de facon eroissante esl d'une elendue consi-
derable. En cal, les barrages apparlenani aux Sock':Les du Groupe
Edison lolalisent 69 structures des types les plus divers, dont. 17 d'une
hauleur superieure ii 3o in.
Au cours de ces vingt dernieres annees, ouvrages oni ete eludies
eL construil sous noire direction personnelle. ils comprenneni les
structures les plus importanles du total indique ci-dessus. Si l'on
y ajoule neuf importants barrages (pantie de type nouveau) eiudies
par nous pour le comple d'aulres organismes, on pent affirmer bon
droll., a litre de conclusion, que depuis dix ans desormais noire aclivite
s'exerce pro fitablement sur mi terrain d'observation d'ampleur excep-
Lionnelle.
Les quaire memoires que presente noire introduction, savoir .
R. 62. L'emploi des collimateurs dans la mesure des deplacements des
barrages du Groupe Edison;
R .63. Organisation des mesures el des calculs pour to determination des
deplacemenls du barrage de Malga Boazzo, par to methode geo-
desique;
R. 64. L'emploi des basometres a station fixe dans la determination des
deplacements des barrages par les methodes geodesiques;
- 3- R.66
Recherches preliminaires en cue de l'execution la plus correcte
d'une triangulation yeodesique dans des deplacements d'un grand
barrage;
concernent Fatale inethodique de systentes et d'instruments 110UN eaux.
Nous tenons a remercier viveinent M. Marazio, ingenieur civil,
qui a consaere i ces etudes on soin tout particulier.
Extrail du Sizierne Congres des Grands Barrages.
New York. 1958
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PARIS. ? INIPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-53
Imprime en France
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
R.67
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
SIXILME CONGRES AMENAGEMENTS IIYDROELECTRIOUES
DES GRANDS BARRAGES DU GROUPE EDISON?MILAN
NEW YORK, 1958 ( ITALIE)
EPREUVE
Reproduction interdite
ANALYSE DES DEPLACEMENTS
DE LA CLE DE L'ARC DE COURONNEMENT
DU BARRAGE DE SANTA GIUSTINA,
RELEVES PENDANT LES SIX PREMIERES
ANNEES D'OBSERVATION (*).
SERVICE CONSTRUCTION AMENAGEMENTS HYDROELECTRIQUES
DU GROUPE EDISON, MILAN (9.
I. ?
Les deplacemenls radiaux de In cid de l'are de couronnement du
barrage de Santa Giuslina (2) sont relev6s par deux moyens : une colli-
mation, qui est effectuee presque chaque jour, et une triangulation
qui esi mesuree quatre lois par an. On a commence A effectuer ces
(*) Analysis of displacements at crown of crest arch in the Santa Giustina dam,
measured during the first six years of observation.
(1) Cc rapport a ete redigi: par lc Sen ice Construction Amf:nagements Hydroelec-
triques du Groupe Edison, dirige par M. Claudio Marcello, Ingenicur-Conseil (Section
Observation des Barrages, dirigee par M Silvio Spagnoletti, Ingenieur civil)
avec in participation parliculiere de M Gianni 13. Formica, Ingenicur electricien.
(2) Ce barrage a ete projeLC: et conslruit par le Service Construction Anti:nage:fleas
Hydroeleariques du Groupe Edison sous la direction de M. Claudio Marcello,
Ingenicur-Conseil. Periodc de construction : 191O-1950.
su A 6 _ ;
.2 vk
t i
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.1 ;
R.67
rnesura,,Tes en 1 .4 1 it titpl11 ioi a poursut% regulierement
sont les result ats oldenus pendant les six premieres annees qui st o
presentes au ?in?tres En part it tiller. dans It present Minim:,
est fait (gat des it?sultats olittaius mut la collimation ainsi gut it
elaboration dt &s dt Ina is, laboi al ion cilia t ilans it but (It \ ,
la regularite des di ola? molts et (I iii clev,attel it t auses
Le graphigu? hronolo.aque des tit:placements du point \ an
? 7raphique et abli .1 I a iii It 1110 \ t1iflt decaciairt?s , ?
reproduit dans la fitiurc I \ Dans le i.traphique deux laits ressort
'tenement ? le r\ thin, aunt], 1 at C 1.1?V t t . it Lt rt mais \ Olt I ?
que le point en qui?,tion a a St di placer irre nit III \ I ;mu.?
Comme on I a dila amainct plus haul. 1 et udt dont on ?dinnum.,,
id i les resultats est propii-ei dt (ix buts d unt part I pr(Ip)deplacement proressif t rs I :mold ling uel est suit t it pi tint examini
de met tre en lumiert si tindant t Mut lit a rt j iialrt ii iii posit
moyenne d equilibre d( ulna et. (I autrt part. de tit terminet gut
fraction du deplacemint rt. \ pt ut etrt at tribuei .1 I at tool tit
poussee hydrostatigue et quell( fra( non a t lit d s al lat 11,11, dt It 111111 -
rature du barraay Pour ce fairy. on a (Inds) gut lques t:ran dt ur q it
l'on a utilisees pour tenir compn di In poussee h drost at iqut t 1 it,
I etat thermique du barra2i .\pres UN on- Nertfie. sur in bast (I Wit
premiere etude des resultats des ITIV's111e. effect ueic jusgu ,
compris. la probable correla*Ion de ces firamit urs ec les di pia
cements, on a supposc I ixistenct. entrt cc t t Ics deplat -
d'un rapport fonetionnel on a pu di in stirttdi ti runner. sur Ia lias.
de ces resultats experiment aux. une expression approchee de la tom II
-
qui traduil et rapport. 1.r.7tt t? a laquelit iin a di ti ;mini pm la suit( Li
repartilion du deplacenant
II -- iE E\ l\1 FA-n.1 II Ess
I)ES F..\ I 1 I( i\ I it TI:\IP's
El \ I ki 1)1:. liF1 I \t I
El HI: 11'1\11'111 II 111-1
En Vile d rt prest nit ; It - ?alai ion- (I, L. h I tau on a lo? ?
les Nariations dc la ?it( dt la ,Lri,i(
Pour represen, t" I tat I lit ?11,1qut du la -
raturt I dt 1 art (I. touronnt lilt it tt It - mu( I 11111 ci I). 'Thin\ es .
lout le barrata . di la It nip( rat u-t it tic Li Iflt r n; di temper:lin-
en-1re les parement- aN at t 1 an,o' par in pry\
gut le deplacement du !omit cot-Paden -oo con lit 'mint par les call,t ?
qui agissent dirt iienient slIT I XI ?ItUi it p,1111 principalerni ii
la variation - Ut meni?I lit pa, \ aridt ion- herintque agisst it
sur I ensembit du II:11'1'22f% a ( Cit a tdolailtt (lc cit arc aN et la
partie ittferieurt de Ia st ruct un anal tons
?iu oil a t ai c (it resumt ?
dans les grandeur,. el I)
i.e graplugut cli,onolotii gut de- anal utln di rut cane est reprodUl
A 1 k
.4 I
11;
4
?3? R.67
dans la figure i 13 : les graphiques des variations de temperature I, IJ
D dans In figure i C.
En vue de lenir comple de la parlielle irreversibilite du phenomene,
on a imagine que le deplacemenl iv depende du temps 7 non seulement
par l'intermediaire des quatre variables mentionnees plus haul, mais
aussi direetement.
De tonics ces grandeurs on a considere les variations des moyennes
decadaires par rapport aux aleurs qu'elles out prises dans la seconde
decade de junta 1951, decade qui a it adoptee comme point de depart
pour Ionics les eludes act uelles se rapport ant au barrage de Santa
GRIM hal, car c'es1 en cette decade qu'a tt effect uee la mesure de triangu-
lation adoptee comme reference.
Pour determiner tine expression approcHe de la fonetion
= II 1 7. Ili 1. DI / I
( I )
on a suppose qu'elle soil la somme de einq termes dont chacun depende
(rune seule des variables 7, II, 1, el I) :
( ) tv =11-1 7 II ) ) Iii.
nit les divers / soul symboles de fonclions generalement imprecisables
a priori. Eli cc qui concerne les f qui dependent de la charge hydro-
slalique el des temperatures, on a pourlant admis elani &mule la
regularile des phenomenes qui Sc produisent dans le barrage ? que ces
functions soient developpables en serie de Mae Laurin ?
it partir des points (0, 0), representalifs de l'elat du barrage dans la
seconde decade de juillel 1951 ? et qu'elles soient representees avec
tine approximation suffisante par un nombre Hittite de Urines. Ainsi
le deplacemenl iv peut etre expritne dans la forme :
(3)
ti.,
,,,
x-i
It, = /_('). -1- Y 2, I I ' --I- 'y ....,/,_,_ - -,0,_,N- -6, 11,
..e..d, 4=4, . ..,./a, ? ..?.../?
I I I I
oil les z, pi, yo (7,, el les ii sout d'opporlunes constanles.
line etude parliculiere a ele preliminairement consacree ii tine
recherche de premiere approximation de l'expression la plus adequate
pour la function 17(7) qui, evidemment, dolt exprimer l'inlluence
(lac le temps exerce stir le deplacemenl, les aulres facleurs Omit egaux.
Pour cc faire, on a calcule pour chaque mois la moyenne =melte mobile
du deplacement releve, a savoir la moyenne des deplacements releves
dans les six mois precedents el dans les six mois suivanls 'Instant
moyen du mois auquel In moyenne elle-meme Sc rapporle.
Si le di:placement emil tune fonetion periodique avec periode annuelle,
Ia moyenne relative ii douze mois conseculifs serail independanle du
groupe de mois considere, comme cela Sc produil pratiquement pour
les retenues el pour les temperatures. Par contre, In moyenne des
deplacements Sc montrc monolonement variable avec le temps, lradui-
sant ainsi In derive vers l'amont du point considere. Des differentes
fonclions du temps qu'on a essayees ? monome, ralionnelle entiere
?
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50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
-
--
--
A -
-
_ ,________. ____,_-_-_______,___-__
1951 1652 1953
__ ?11..,_?=4???? _am. _a._ a_ a _a=a
19-54 I 1955
,ar? IlMir-ar,a -a---a,mon
1956
1957
1953 1954 1955 ' 1956 1957
, .., ......,
1
W
N C
1951
1952
1953
1954
1955-
1956
1957
Fig.
les variations de retenue ei de temperatures releves pendant, les six annees d'observalion.
(A) Deplacements.
(13) Variations de relenue.
(C) Variations de temperatures.
displacements, water level variations, and temperature variations nwasured during the six gears of observation.
(A) Displacements
(13) 1Voler level variations.
(C) Temperature variations
(1) l; (2) 3; (3) 1).
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4
I
R.67
? 6 ?
de second et de troisieme degre, exponentielle, homographique ? c'esL
cette derniere qui s'esL aNeree la plus adequate pour resumer awe
le moindre ecart quadratique no *en les moyennes mobiles M des de-
placements releves el Fon a troll\ e precisement celle foncti on
il foul donner l'expression
1111 7
7 71.38
quand le temps est mesure en decades et le deplacement est mesure
en millimetres et considere positif quand il est dirige vers l'amont.
Portant de cc premier resultat de base on a decide d'odopter, pour
la suite de cette etude, pour /47) l'expression
1;3 /II = 2,
-- i7 -4- 71 181=1
dans laquelle z, et :2 soul deux constantes el doivent etre determinees
scion le critere qui sera indique plus has.
Avec la position (5), la (3) de\ lent
7
7
11 ? Zi
7 71318
tin , au,
)1 2,11' ?V, -10,?
Ana I aim/
A cc point, le probleme de la recherche de In fonetion ( est reduit
ii celui du choix des exposants nu, n,, no, el n, des termes auxquels
arreter les developpements en series de puissances el i eelui de la deter-
mination des valeurs des constantes z :? z, r,!,? et (3/.
Pour cc qui concerne les exposants flu, of, no el nu on a essaye Jes
expressions completes de premier, deuxieme, troisieme et quatrieme
degre dans les variables 1-1, /, 11 el :
(p,
? 71 18
7
(Pm
7
71.18
-41
:01 I / --1- VI )
-4- 21,1 I I -I- 21! I 12 -(-
O.' -1- 41,11)-f-'GU 1)2 ;
- 7 ? 18 )2 a'l" II 2121111
,57it ;114, /2
))2 71.)11):1
61.p1)3;
7
-1- 27 II -i- al 113-i-
-1- -i- 13 ?pizt=
- o 7,r; 02 +72 03 -1- yZ0'.
- D ? I)2 z2 D2 D, ;
:ko * .t
1.
? 7 ?
R.67
Pour cc qui coneerne les constantes x, z, elks ont ete deter-
minees de maniere 11 cc que les resultals des qualre formules (7) se
rapprochent le plus possible des resultots des mesurages de In periode
d'observation 1951-i o 56. Et precisement, pour chaeune des (7) on a
determine les 1, 7, : qui rendent minimum recut qua(Iratique moyen
? pour Unites les decades (1 7; au total) de In periode I 911-1956, pour
lesquelles on a\ ail tons les releves necessaires ? entre In N'aleur w qui
esl_ calculee en function de II, , 1, I), 7, iI l'aide de In (7) consideree,
et In valeur do deplacement elkelivement. releve. Les constantes qui
realisent ces conditions, pour chacune des expressions (7), soot
notoirement les racines d'un systeme d'autant d'equations algebriques
lineaires avec aulant d'inconnues quit y a de constantes dans
l'expression (7) consideree : c'est-it-dire o pour In premiere, 10 pour
In deuxieme, 1 pour la troisieme el i 8 pour In (luatrieme.
Apres avoir effectue les caleids on a trouve :
IS'
I41 -= 1) loll 4) 14-) II )8
71,18 17 -4- 71,181'
-4- 11. ;WI L>/ ?11
7
= i.8Y) 5 ) 41. ?4) i
? IN 17 -F 7j 181.'
0111111 ? II iitm 91111 4I:4112? 0. ft.!) iui ?0,000911 ;-0.)/2
- (?io '33(0 -I- (3 441811171)02 7I)711? t) (375 781 ;1)2;
7
7
Iv." = ) 8 VI 1) 4).11114)441
7 j. i8 47 -4- 71,48i=
- - 41,41)1 1 -)11 4411 ? 001110 VI I 1112 ? 11,1111111118 899 14 IP
- 11. 4(17 .110 ? II 01 81)14 1/, - - II moo i74) 'boot'
to Cr; 17-olo 0.w! III 4012 -I- 11,41410 143 160(11
- to )71 14)81) ? to. 44111841 112? 44,41(41 1)6 I-411;.,
7
7.
(1"' = '4.1)41) -1(1 11. I117 .114(1
? 11,(1) -411 i ? II 1101 111411 ,8I12_ 00100 11,41 (I / IP
-I- 001110 000
(3. )383 13,(3.,3 )7(3 1/2 -1- 001(117(y) 4) 000 01'2 ;'i or-
- to I 17 7110 o. I Ii I)) )j2 -I- .too (Pz OM 1 0-47 7104'
- ).-)8111) ? 117 4)111/2 (1.4)4)8 181 -,--)113-3-? ().0(4?1 8(C) (311111-.
o? les deplacements iv, consideres, ainsi qu'on l'a positifs quaint us
soft diriges vers l'amont, Sc trouvent exprimes en millimetres quand
le temps est mesure en decades, la variation 11 de la cote de la surface
libre en metres et les trois variations 1, 0 el D de temperature en
&grits centigrades.
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R.67
N
r"
t I
7:4 4.0 dC
A
ct"
R.67
? LES DEPLACEMENTS CALCULES A L'AIDE
DES 1?ORMULES INTERPoLATIvEs EN COMPAHAISON
AVEC LES DEPI. \CEMENTS BELEVES.
Les deplacements calcules a Vaide des quatre formules (8) soui
confrontes entre eux et me(' les deplacements effectivement releves
dans la figure 2 A. La confrontation est repetee -- dans one forme
peul-etre plus expressiNt. - dans la figure B, qui reproduil les dia-
grammes chronologiques des ecarts entre les valeurs relevees des depla-
cements ei celles calculees ii Paide des expressions (S).
La confrontation mentionnee est faile, non seulement our la
periode 1951-1956, a laquelle se referent les observations qu'on a utilises
pour determiner les quatre formules (S) d'interpolation, mais aussi
pour le premier semestre 1957 : cela en vue de faire l'essai de Pextrapo-
labilite des formules obtenues, a salloir de leur altitude ii representer
aussi dans l'avenir les deplacements du barrage.
De Pellicle des figures 9, quatre faits ressortent avec evidence.
10 L'allure chronologique tout it fait irreguliere des &arts, dans
lesquels on lie petit relever auctme composante periodique de rythme
annuel. Celle absence amene it penser quc les grandeurs t, 0 el D,
desquelles nous avons fait dependre la parlie reversible des deplace-
meats, soul suffisantes pour resumer les facteurs externes periodiques
agissaa sur le barrage, facteurs dont la periode ne pcuL etre consi-
deree qu'annuelle.
90 La valeur Mullee des ecarts, qui depassent rarement lc millimetre.
30 On peut remarquer l'exiguile des differences existant entre les
resultals de la formule lineaire el ceux des trois autres formules el l'equi-
LEGLNDE DI. LA FIGURE 2
(A) Deplacements releves.
(B) fkarls.
(1) Valeurs experimenlales
(3) a
(2) Valeurs ealeulees it rank de la formule lineaire.
quad rati qu e.
(4) eubique.
(5) tiequal ciente degre.
(A) Displacements.
( B) Deviations
(1) Experimental values
(2) Values calculated by the linear formula.
(3) quadratic formula.
(4) cubic formula.
(5) fourth-degree formula.
1 *0
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-RDP
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7 1953
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R.67 ? ?
valence pratique de ces dernieres. Uli indice significant' de ces fails est
Fecart quadratique moyen entre les valeurs relevees el celles (pie l'on
calcific, A l'aide des quatre formules (8) pour in periode I951-1910.
telecarl s'a\ ere de 0,87 nun dejA pour in formule lineaire ? el descend
o,So, 0,79 el 0,77 111111 respectivement pour les fornmles qundratique ?,
cubique ? et ? de quatrieme degreO ?.
Enfin, toujours en analysant les figures 2, on pent reit.% er que,
quand elks soul appliquees au 1957, les formules (8) --- obtenues,
comme l'on a dejA (lit, stir In base des scuts resultals des mesurages
effectues entre 1951 el 1956 - (Influent encore des resullats entierement
salisfaisants : les &arts quadratiques moyens relatifs au premier
semeslre 1957, considere, isolemenl, ne depassent que de 10 ceux qui
se rapportent A la periode 1951-1956, restant par consequent inferieurs
au millimetre.
***
On peut done conclure que les qualre formules oblenues peuvent
resumer les resultals experimentaux avec une approximation gull est
difficile de ne pas lenir pour plus que satisfaisante, Si Fon considere,
d'une part, la precision que Fon peat attendre des mesures de colli-
mation, el, d'autre part, In complexite du phenomene que les formules
essaient de resumer.
On peul remarquer nolammenl que des resullats sat isfaisants soul
deja (tonnes par la formule ? lineaire ? dont, in structure est particu-
lierement simple.
? ANALYSE DES DIFFnRENTES COMPOSANTES
DES D2PLACEMENTS
Les figures 3 permeltent tine analyse plus approfondie. En eget elks
illustreni d'une maniere detaillee les resullats oblenus avec In formule
de quatrieme degre, qui soul en somme peu differents, mais legerement
plus precis que ceux obtenus avec les autres formules.
Toutes ces figures 3 donnenl les graphiques chronologiques ? relatifs
A la periode juillel 1951-juillel 1957 ? de diverses composantes tin
deplacemenl iv" calcule it l'aide de la qualrieme des formules (8).
EL en parliculier, la figure 3 A reproduit In courbe de in composante,
irreversible,
((I) J.-1 7 I = 1:920 51) 0 kr, -106
-: +hi IS -
dependant direclement du temps 7, et celle de loute in pantie restante
? reversible ? de iv" dependant des autres grandeurs I-I, 1, D:
celle figure reproduil aussi, en traits el points, l'asympUote =
de In premiere courbe.
La figure 3 B represente la courbe de in portion /II (H) de deplacemenl
qui ? suivant. Ia formule (8) ? esl conditionnee par la variation I-I
-- 13
(le retenue scion l'expressiou
110. flit II._ -0 ...; 1111111.111 IS -II 1111111) )1 lit)
II 1)1111111)11 IS' )17 IP
R.67
Enfin, la figure ; C represente les tunnies des functions
iii /*,1/ 11 1 - I/ j I/ 1101 7111 lb/ IMO 7.1 90.
II') I)
= i) 117 7i 0411 -r 111111)1/ I) 711,1)
I / p 81I I I .) '11 .1(1'; is' 7.1i.-- II (III, 841)
et de leur somme.
.La courbe /-(7) (fig ; A), qui represente e\ idemmenl le deplacement
progressif vers l'amont du point etudie, indique la tendance de cc point
A Sc stabiliser autour d'une position niti enne que requation (9),prevoit.
A 6 min en\ iron en amont de in position rele\ ee dans la seconde decade
de juillel
L'autre courbe de la figure ; A indique que in composante reversible
du deplacement, qui se grefie stir le mom ement de derive vers l'amonl,
est tine oscillation dont le r thine minuet est evident et dont l'ampleur
varie, suivant les annees, de 7 A 9 nun.
De eel te oscillation; in figure ; B indique que In partie en correlation
cc les Narialions de retenue n'arri\ e pas A , mm. En confrontant In
courbe de la figure ; B avec celle oscillante de In figure 3 A, on remarque
enfin que l'oscillation lice A in retenue a\ ance A peu pres d'un trimestre
sur l'oscillation tot ale.
Il apparaft, par cont re, pratiquement en phase a\ ec cette oscillation
totale, l'oscillation (fig ; C) qui, d'apres In quatrieme des formules (8)
correspond A l'ensemble des \ ariations thermiques 1, l, D, el qui donne
lieu A un deplacement ;unmet de 9 mm environ. Les deux attires courbes
de In figure ; C indiquent en in que cette oscillation dependant des
Nariations thermiques est principalement constiluee par la composante
Hee avec la temperature 1 de I are auquel appartient le point examine
et qu'elle subit moderement l'influence des temperatures el D concer-
nant l'ensemble du barrage
\ - - CONCLUSIONS.
II nous semble que, comic conclusion de cetle etude du compor-
lenient du barrage, tel qu'il ressort des collimations effecluees pendant.
It's six premieres annee de son existence, on petit souligner les resultals
S uivants :
1. La constatation de la regularde du comporlemenl du barrage
dont on peul Noir un indict' dans l'etroile correlation des deplacements
U\ cc les \ anal ions de retenue et de temperature. La possibilite que
It
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R.67 ? 14 ?
call! correlation Sc maintienne egalement a l'avenir semble etre confirmee
par In docilite avec laquelle les resultats des mesurages de 1917 se laissent
interpreter a l'aide des tummies d'interpolation deduites des releves
effectues au cours des annees precedentes,
2. La mise en evidense de la tendance du point examine a se stabiliser
autour d'une position qui s'ecarte de quelques millimetres settlement
de In position relevee au debut des observations;
3. Le fait (pie settlement tine fraction relativemenl peu importante
des deplacentents de la cle de rare de couronnement petit etre mise en
correlation avec les considerables variations annuelles de retenue;
L'influence amplement predominante, en ce qui concerne des
deplacements, des variations de temperature du barrage;
5. La predominance, parmi les effets de ces temperatures, des effels
de In temperature de ('arc de couronnement, par rapport a celles qui
interessent. l'ensemble du barrage;
6. La confirmation que le fonctionnement stat ique de In part ie la
plus elevee du barrage de Santa Giustina est essentiellement par arcs
independants, ainsi que la forme du barrage fait prevoir : celte confir-
mation est exprimee par les points precedents 3, 4 el 5, qui affirment,
par rapport au deplacement de la ele de l'arc de couronnemeni du
barrage, In predominance des variations de la temperature / de eel arc
stir les autres facteurs q et I), qui traduisent la solidarite du couron-
!lenient avec la. part ie inferieure du barrage.
RESUME.
Le present rapport. analyse les deplacemenls radiaux de la cle de rare
de couronnemeiff du barrage de Santa Giustina -- barrage Valle
simple courbure, haul. de i 5v,5 in? releves pendant les premieres
six amides d'observation. Celle elude a revele tine etroite correlation
entre ces deplacements, d'une part, el les variations de la retenue et
de raftt lf.t.brmique du barrage de l'autre. Grace a cette correlation, on
a pu determiner quatre formules interpolatives (Ii Verses, chacune
dominant, en fonction des variations de In retenue et des temperatures,
des deplacements dont les &arts quadratiques moyens, par rapport
aux valeurs experimentales des six annees d'observation, n'atteignent
pas le millimetre. On presente aussi les composanles du deplacement
que rune des formules iii lerpolatives fail correspondre aux different es
causes agissant stir le barrage . cites confirment la regularile do compor-
tement de In structure et s'accordent de facon satisfaisante avec le
fonctionnement statique que la forme du barrage laissait envisager.
SUMMARY.
The present paper analyzes, the radial displacements at the crown
of the crest arch in the Santa Giuslina dam (single-curvature arch
dam, 15 ,.5 in high) measured during the first six years of observation.
4.
s
I Zi
R.67
This sttul re% tilt'! 1 sin, I t orrtlat loll Iwtm cot these displacement.,
on one side, and \ ariations in storage and thermal conditions of the
dam, on the iii 11.1
Based on tins 1 ion lit it'll. it 1%:Is possIlik lo determine four different
interpolation formulae I tic displarvtio.uts obtained b each one of
these formulae, in run, 111,11 iii I ht. \\ 11cr k'\ el and t emperat tire ariat ions.
show mean quadraln de\ unions. \\ ith regard to experimental data
of the slx- ear oliser? atom. \OR h are smaller than one millimeter
The stud \ presents also those components of displacements IAIiii it
one of the interpolation formulae shims to correspond to the different
factors acting on the dam l'he? gi\ e a confirmation of the regularit
of dam twilit \ iour awl pro \ t. to he in sat isfzu ton agreement malt the
statical characterkt its of the si nog we
?t
ssa
1 ? trait do Sistlenir 1,tlyn's des (,rillui, Barrages
\ uth, 1 o5S
r 41r
? *a
nna-Inecifiarl iii PAH' - Sanitized Com/ Approved for Release @ 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
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PARIS. ? IMPRIMER LE GAUTH IER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprime en France.
? Alk 14 04 ?t
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
R.68
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
SIXIEME CONGRES AMENAGEMENTS HYDROELECTRIQUES
DES GRANDS BARRAGES DU GROUPE EDISON-MILAN
NEW YORK, 1958 (ITALIE)
EPREUVE
Reproduction interdite
LE COMPORTEMENT DU BARRAGE
DE SANTA GIUSTINA PENDANT LES CINQ
PREMIERES ANNEES D'OBSERVATION,
COMPARE AVEC LES RESULTATS
DE QUELQUES CALCULS DE VERIFICATION (*).
SERVICE CONSTRUCTION AMENAGEMENTS HYDROELECTR IQUES
DU GROUPE EDISON, MILAN (1).
LE BARRAGE ET SES APPAREILLAGES DE CONTROLE.
Le barrage de Santa Giuslina (2) se slim dans les Alpes ilaliennes.
II a ele construil de 1946 it 195o et fait pantie du systeme hydrodlearique
du fictive Noce, dont ii barre le cours it la hauteur d'une gorge etroile
it parois presque verlicales, formant une reLenue dont la eapacite est
(4) The behaviour of Santa Giustina darn during the first five years of observation
compared with the results of some verifying calculations
(') Cc rapport a ete redige par le Service Construction Amenagements Hydroelec-
triunes du Groupe Edison, dirige par M. Claudio Marcello, Ingenicur-Conseil (Section
Observation des Barrages, dirigee par M. Silvio Spagnoletti, Ingenieur civil),
avec In participation parliculiere de M. Gianni B Formica, Ingenieur electricien.
(3) Ce barrage a ete projete et construit par h .ervice Construction Amenagements
Hydroelectriques du Groupe Edison, sous In direction de M. Claudio Marcello,
Ingenieur-Conseil. Periode de construction : t gi6-1950.
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?
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R.68
de 183 millions de metres cubes et qui sent A la regularisation annuelle
de l'energie productible par deux centrales situees A l'aval.
C'esL tin barrage-yoke, A simple courbure, ayant in hauteur
de 152,5o in (fig. I el Ses arcs soul pratiquement symatriques, leur
epaisseur augmente en allant de la cle aux naissances, et, A In cle, vane
entre 3,5o m au couronnement (A la cote 532,50) et i6,5o in A In base
(A la cote 38o,00); du couronnement A la base, le rayon moyen de
courbure vane de 14,5o A 25,50 in et Fouverture angulaire de 1?8?
A 77? 55'.
Le barrage est en beton legerement aline A proximite des parements
et confectionne A 25o kg de chnent par metre cube au-dessous de la
cote 125,00 et A 3oo kg/m3 au-dessus de la cote susdite.
Les parois et le fond de la gorge sont conslitues par de In dolomite
A stratifications horizontales, avec de nombreuses petites diaclases :
le barrage s'y appuie directement le long des to2,5o in inferieurs, moyen-
nant une semelle de beton legerement anne le long des 10 in immeclia-
tement au-dessus, Landis que pour les to 111 restant il pose stir deux
culees massives.
Le barrage est pourvu d'un appareillage qui permet In mesure des
variations de temperature, des dilatations et des deplacements.
La direction Nord-Sud de l'axe de la gorge el sa forme en U out
suggere, de limiter les releves des temperatures A la console de cle. On
y a emmure onze thermometres electriques (fig. .) A) : deux dans l'arc
A la cote 527 et A 35 cm de distance des deux parements; trois sur chacun
des arcs situs aux cotes 483, 455,5 et 4o7,5 oil fon a place non sculement
les thermomeLres A 35 cm des parements, mais aussi un thermometre
equidistant de ces derniers. La figure 2 A, qui indique remplacement
des thermometres mentionnes, montre aussi le thermometre place dans
l'air, A la cote 48o appuye au parement aval, et celui qui, appuye au
parement amont A la cote 43o, est par consequent Loujours submerge
des le premier remplissage.
Comme on pouvait prevoir que le barrage de Santa Giustina resis-
terait essentiellement par arcs, on Pa dquipe d'un appareillage d'exten-
sometres qui puma de contrt3ler une scule console, la console de cle,
et qualm arcs situes respectivement aux cotes 526, 181, 151 et 4o6.
On se proposait de mesurer les deformations locales, et par celles-ci
de remonter aux contraintes s'exergant aux bords des sections A la cid
et aux naissances. En vue d'effectuer ces releves on a magonne sur lc
parement aval de chacun des quatre arcs examines (fig. 2 C), a la cid
et aux deux naissances, quatre bases pour extensometres amovibles
une horizontale, unc verticale et les deux autres orthogonales entre
elles, et A 45? par rapport aux deux premieres. On a noye Li Famont
dans le beton, A 25 cm environ de la surface des parements, tin temoin
sonore horizontal A chaque naissance, un temoin horizontal et Int
vertical A la cle. Pres de la cle de chaque arc, legerement deplacees vers
la culee gauche, on a ajoute, sur le parement aval, deux bases pour
extensometres amovibles isoldes, rune horizontale, l'autre verticale, et
dans le beton vers Famont tut temoin sonore vertical, cc dernier etant.
?
A
? 3 ?
R.68
mi aussi isole. Les bases isoldes Li l'aval sont appliquees stir une petite
portion de structure isolee du reste par une incision lc long de son peri-
Fig.
Le barrage.
The dom.
metre, suffisamment profonde pour intercepter le flux des efforts. Les
appareils ainsi amenages ont le but bien connu de mesurer les defor-
mations dues aux variations locales de temperature, au relrail ou 5 la
?
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1532,S 1
1) ? 2/ 0 31 1
41 5
61 ? 7),
?5? R.68
dilatation du conglomeral, ou a d'aulres causes, dont les efforts soul
exclus.
Pour mesurer les deplacemenls, on a maconne stir le parement
aval voyants (fig. D) dont les coordonndes planimetriques sont
periodiquemenl mesurees par triangulation; on installe egalemenl sur
le couronnement, A in cle, une mire mobile qui permet de contrOler au
eollimaleur les deplacements de la crele.
(MALI
4100).
444Q}.
(4MA._
32
1.500.01
1.5.5./.
ppm.
0 10 20 30 40 50m
LES RELEV2s.
A l'aide des appareillages que nous venons de decrire, on a rgu1i?
reinent stir le barrage des mesurages de conlrole, des la fin de
Sa construction : chaque jour, mesure du deplacemenl radial de la chi
du couronnement avec le collimateur el mesure des temperatures de
Venn, de Fair el du beton; (Ample semaine, releves A l'aide des exten-
sontelres, el tous les trois mois environ, leves de triangulation.
Elant donnees les dimensions du barrage de Santa Giustina, on a
pense qu'il serail particulieremenl interessant de confronter les resullats
de divers procedes de calcul des barrages-voAte avec le comportment
du barrage ? suivant les variations de retenue el de temperature ?
tel gull est mis en evidence A l'aide des mesurages de contrdle.
Ce Mentilise, en effet, met en rapport les deplacements de 18 points
de l'inlrados du barrage releves par triangulation el les variations
de contrainles reveldes par les exlensometres, entre juillel 1951 et
decembre 1956, avec les valeurs qu'on a calculees, pour ces grandeurs,
l'aide de quatre methodes de calcul, en fonction des variations de
retenue et de temperature du barrage. El precisement, on a calcule,
fi l'aide de ces quatre melhodes, les (IC:placements el les contraintes en
fonction des conditions de relenue et de temperature relevees pendant les
mesures de triangulation effecludes, entre juillet 1951 el decembre 1956,
.11.?.13
Fig. 2.
(A) Coupe verlicale le long (le la console centrale et position des thermometres.
(B) Plan du barrage.
(C) Stations de mesure avec extensometres amovibles (vue prise d'aval).
(D) Voyants de triangulation maconnes stir le parement
(1) Thermometre electrique noye dans le beton.
(2) dans l'eau.
(3) dans l'air.
(4) Station (le mesure avec extensometre ainovible.
(5) isolee de inesure avec extensometre amovible.
(6) Voyants consideres dans le rapport.
(7) non consideres dans le rapport
(A) Cross-section al crown cantilever ? arrangement of thermometers.
(13) Plan of the (lam.
(C) Removable extensometers measurement points.
(D) Triangulation targets on downstream face.
(1) Electrical thermometer embedded in concrete.
(2) n in water.
(3) a in air
(.1) Principal set of extensometers.
(5) Isolated extensometers.
(6) Targets considered if, the report.
(7) a not considered in the report.
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?
R.68
aux dates mentionnees par le tableau 1 quand les niveaux de relenue
avaient les valeurs indiquees par cc tableau meme (3). A vrai dire, nous
avonsdA omettre les calculs relatifs A In douzieme et A In treizieme trian-
gulation, parce que, la centrale de mesure thermometrique ne fonction-
nant pas pendant leurs 'eves, on n'a pas obtenu les valeurs de tempe-
ratures necessaires aux calculs statiques.
TUILEAt
PC:turtle (rt 611111W
DU 8 all .1 jUdiet
Du Jo seJ)tellll)l'1 all ii uetubre 1951
Ilu it an no embre 1951
Du ..1.1 fe% riel au 1 mars !ICJ,
DU I) au U) a% III 195.
1)tt i'sr an ii pullet 105,
Du 98 septembre au 7 octobre 191,
Du 9 au 19 Jamie:. 105;
1)11 111111S au 1 a% NO;
Du 17 ant pullet 105;
Du 18 au .5 nolembre 105;
Du .15 au 18 ft;vrier 1951
1.)11 a avril all 1" ma! 1051
Dtt 8 au to indict t951
Du it aont septembre 1951
Dti 16 au 18 no% embre 1051
Du 31 jamier an fe?rier 1955
1./u IS all I arril 1951
1)u ?kt Juin 1955
1/u ' au aunt 1955
Du .6 all octobre t955
Du 111 au 1.1.pitiA ler 1.951,
1/11 k an 6 mai 19'ilt
1)u 7 au 9 aunt 1951)
1)11 .P3 au .8 novembre I016
117.7i
129,00
LES CALCULS DE VeR IFICATION.
Les deux premieres methodes de calcul adoptees supposent que le
barrage soil parfaitement encastre dans une roche indeformable, tandis
que les deux autres rimaginent encastre dans tine roche elastiquement
deformable.
Les calculs de chacune des quatre methodes old eLe divises en deux
parties. Par la premiere on a voulu determiner, en faisant Oat du
(3) Une relation preliminaire sur ces recherches a ete presentiT par M Claudio
Marcello a l'A. S. C. E Symposium on Arch Dams, qui a en lieu en 1956 it Knoxville.
Tennessee (U, S. A ), el a paru dans les Proceedings de l'A. C E sur le minter?
de juin 1956 du Journal of the Power Division.
k
?
I . Ai
R.68
caractere tridimensionnel de la structure, la repartition de la poussee
hydrostatique entre les elements resistants horizontaux (arcs) et les
verticaux (consoles), et In valeur des reactions qui s'elablissenl entre
les arcs el les consoles A cause des variations de temperature. La seconde
partie des calculs, effectuee sur la base des resultats de In premiere,
avail le but crevaluer les contraintes el les deplacements des arcs et
des consoles.
A. LES CALCULS EFFE.CTULS DANS LE CAS DE ROCHE INDEFORMABLE.
La difference existante entre les deux melhodes adoptees, admettant
qu'on pent negliger relasticile de la roche de fondation, consiste dans la
facon dont on effectue la premiere pantie du calcul, c'esl-?ire la repar-
tition des charges el revaluation des reactions entre arcs el consoles.
L'une est in methode ? arcs-consoles ?, el l'autre la methode de Tolke.
En cc qui concerne la premiere inelhode, la configuration du barrage
nous a amenes A imposer uniquement la coIncidence des deplacements
radiaux des arcs avec ceux de la console de cle, c'esl-A-dire A employer
(Tile methode dans la forme donnee flu debut par Ritter, moyennant,
toulefois, une generalisation qui visail i tenir compte des variations
de temperature agissanl stir le barrage. En vue d'effecluer les calculs
avec celle methode, on a considere l'arc au couronnement et les quinze
autres silues, de io en 10 m, aux cotes comprises entre 53o eL 390 111:
au pied on a suppose rencastremenl parfait de la console dans la roche.
Ainsi la repartition, entre les arcs et les consoles, des charges hydro-
slatiques agissant stir le barrage en correspondance des 23 dales consi-
derees (plus preeisement, la repartition des variations de la charge
relevees aux 22 dates successives a la premiere, par rapport aux valeurs
mesurees cette premiere date) s'esl reduite A In resolution de
29 syslemes de 16 equations algebriques lineaires A 16 inconnues, ayant
tons la meme matrice des coefficients, mais des termes connus differents.
L'etude des reactions entre les arcs el les consoles, dues aux variations
de temperature qui out etC relevees entre les differentes triangulations,
a eV! ramende a la resolution de 22 autres syslemes avant la meme
malice des coefficients quc les premiers, mais des termes connus
di (It:Teals.
L'application de In seconde melhode adoptee, celle de Tolke, se
reconduit noloirement a rintegration crune equation differentielle
ordinaire tin quatrieme ordre : la console de cle du barrage de Santa
Giustina no presentant aucune des formes particulieres qui permellent
rintegration exacte, celle equation a ele integree par la methode des
differences finies. Pour cc faire, on a reparti la console de cle en 16 iron-
cons. : ainsi on a pu ramener in repartition des charges a in resolution
de 22 systames de 21 equations algebriques lineaires 1 inconnues.
En effecluant les calculs avec cello methode on a onus la recherche
des reactions thermiques, ayant constale, i l'aide de la melhode ? arcs-
consoles ?, que ces reactions sont presque negligeables.
Avec ces deux methodes, la seconde pantie du calcul, c'est-a-dire
If
1 I
,
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l'evaluation des contraintes et des deplacements dans les arcs el dans
In console de cle, consideres independants et sujets aux actions qui
leur sont propres selon les deux methodes de repartition decrites, a etc',
effectuee. pour la console. suk ant les procedes ordinaires de la theorie
des constructions et. pour les arcs. en utilisant la theorie de rare a
fibre moyenne circulaire et :1 epaisseur Nariant legerement de la cle
aux naissances. que Tolke a do eloppe dans son traite.
Pour determiner les reactions thermiques entre les arcs et les consoles
et pour etudier ces elements. il etait necessaire de connaitre le coeffi-
cient z de dilatation thermique lineaire, le module E de Young el le
rapport ?? de Poisson du beton du barrage. Pour le premier on a pHs
in valeur o.$. to 5 (0C) deduite des resultats des mesurages ? deux
milli' elk iron -- effect lies de juillet 101 a fin 106 i l'aide des quatre
extensometres :IMO\ ibles isoles. situes stir le parement aval du barrage:
pour le module de Young on a prts la \ :flow de f2o mm kg cm 2 deduite
des experiences effectuees stir des echantillons du beton du barrage,
et pour le rapport OR a adopte la valeur do iG.
13. LES C?I.CULS En-I-CITES 0 \NS LE CkS DE ROCRE El.?STIQUE.
Comme nous rayons deja dit. in troisieme et in quatrieme met bode
out tom compte de in deformabilite de la roche sur !aquae le barrage
est construit. On a attribue a la ruche un comportement elastique,
caracterise par la valeur 1 to du rapport de Poisson et par la valeur
du module de Young egale fi un tiers de celle dii beton, fi savoir,
to: non kg cm 2 environ: cette valeur a ete suggeree par des essais
de charge effectues dans un troncon de In galerie d'amenee situe immedia-
lenient a l'aval du barrage.
On a fait etat de l'elasticite de la roche en formulant l'hypothese quo
toutes les surfaces de fondation des differentes structures etudiees au
cours de ces calculs soul sujettes. a cause de Faction des forces qui les
sollicitent. a des deformations lit,es A ces memes forces par les formules
de Vogt. oil nous avons introduit les coefficients donnes par le Bureau
of Reclamation des Etats-Unis d'Amerique pour les Emulations rectan-
gulaires. Et. puisque la troisieme et In quatrieme methode adoptees
n'etaient an fond que la methode de Ritter et cello de Tolke, modi flees
en tie de tenir compte de In deformabdite de in roche, on a dit etudier,
suivant les nouvelles conditions aux homes, la console de cle, les arcs
et le reservoir auquel Tiilke Sc rapporte pour la repartition des
charges entre les arcs et les consoles. Par rapport aux arcs, on a notam-
meat generalise In theorie. deja utilisee dans In premiere et In deuxiemc
methode. de l'arc a fibre moenne orculaire a epaisseur variable, quo
TOlke a formulee dans le cas d'un arc parfaitement encastre aux nais-
sances : nous d\ ons base cette generalisation nous rayons (16ja dit,
sur rhypothese (run comportement elastique des fondations traduit
par les fortuities de Vogt. En cc qui concerne le reser\ oir avec lequel
on a effectue, suivant la methode de TOlke, la repartition entre les
arcs et les consoles. on a de mime adopte pour le pied les conditions de
_ 9
R.68
conlinuile entre le reservoir meme el in roche, consideree elasliquement
deformable scion les formules de Vogl. Cc faisant, on s'est eloigne du
procede conseille par Tiilke qui, pour faire eta de l'elasticile des fonda-
lions, suggere d'effecluer les calculs ft l'aide d'un ? reservoir parfai-
lenient encastre a son extremite inferieure, mais se prolongeant, au-
(lessons du pied du barrage, (rune profondeur egale a o, 15 de repaisseur
qu'a le barrage meme, en cle, a la base. Cet artifice n'a pas ete utilise
dans nos calculs, car il n'esL acceptable ([tie si les modules de Young
du beton el du bedrock soot presque egaux : Landis qu'a Santa Giustina
le module du beton est remarquablement superieur ft celui de la roche.
Comme nous rayons deja dit, les deux dernieres methodes adoptees,
a part les variantes introduites en vue de considerer la deformabilite
de la roche, tie soul quo la methode Hiller el la melhode Tolke. Comme
dans le cas de In melte indeformable, on a effectue In reparlition des
charges hydrostatiques entre les arcs el les consoles; suivant la methode
Hitter, on y est parvenu en resolvant 22 systemes de 16 equations
algebriques lineaires a 16 inconnues; suivant la melhode TOlke, en resol-
vant. 92 systemes de 9u equations a 91 inconnues. En resolvant 22 autres
systemes de 16 equations a u6 inconnues on a trouve, suivant Ritter, les
reactions entre arcs el consoles dues aux variations thermiques. Apres
avoir ainsi ()Menu les forces qui agissent, suivant les deux methodes
de calcul, sur les arcs eL sur la console de cle, on a par la suite deter-
mine les contraintes el les deplacements de ces structures, qu'on a
evidemmento supposees encastrees dans de la roche elastique.
LES RESULTATS DES RELEVES ET DES CALCULS.
LES VARIATIONS OE RETENUE.
La figure 3 A reproduit le graphique chronologique des cotes de In
surface Hine du Inc : co graphique mel en evidence le rythme annuel
des remplissages et des vidanges, qui est en rapport avec la fonction
de regularisation propre au reservoir: on y remarque aussi que Posen-
lation de In surface libre est comprise entre les cotes 17o el 53o et corres-
pond a peu pres A In moili6 sup6rieure du barrage.
LES VARIkTIONS DE TEMPERATURE.
Comme nous l'avons deja (lit., les lectures des temperatures s'effectuent
lotus les jours. Les diagramtnes de la figure 1 B fournissent. un resume
de leurs valeurs : en fonction du temps, l'un donne la moyenne des
temperatures relevees aux ooze thermometres noyes dans le beton;
les deux autres &intent respectivement In moyenne des temperatures
relevees aux Lhermometres situes le plus pres du couronnement, a la
cote 527, et In moyenne des temperatures relevees aux thermometres
siLues ft proximile du pied du barrage, it la cote jo7,5o. On petit remarquer
clue In variation antmelle cle la temperature moyenne generale oscille
R. GS.
I I
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autour de loo C, valeur qui represente A peu pres le double de In tempe-
rature mesuree au pied, et la moilie de la temperature relevee A proximilt*:
du couronnement.
On a utilise les temperatures relevecs A raide des lhermomelres
pour determiner les variations thermiques donl il faul lenir comple
en effectuant les calculs slatiques de controle: calculs elfeettais, comme
on l'a dil, en VW.' (revaluer les valeurs des contraintes el des d(i)la-
cements qu'on voulail comparer avec les valeurs relevees experimen-
-6
talement. Pour cc faire on a d'abord determine les conditions tiler-
*
miques du barrage pendant les ditierents !eves de triangulation; pour
chaque mesurage on a associe, A chaque thermonletre, la moyenne des
temperatures qu'on y avail relevees pendant le !eve geodesiquc
.... ;.::- eonsidere : el enrol, sur la base de ces temperatures moyennes on
1-:
a trace les isothermes de la console de cle. Pour effectuer les calculs
-
-
slatiques il Rail necessaire de suppose'. (Reit chaque cote la tempi:-
?; ..:..--
':---: rature du massif du barrage elait one function lineaire de In distance
-r-.
- -
enlre le point considere el les parements : on a par consequent deduit,
-,-
- t.... !.. A partir des isothermes, les diagrammes suivant lesquels la temperature
i!. and reparlie entre ramont el raval, aux cotes des seize arcs consideres
...? - dans les calculs slatiques, el par la suite on a tire de chaeun de ces
diagrammes le diagramme trapezoidal ayani surface egale eL bary-
centre stir la meme verticale. On s'est. rapporle A ces diagrammes trape-
zoidaux pour calcificr les variations de la temperature moyenne el les
variations de la difference entre la temperature du paremeni aval el
do paremenl amonl, qu'on a iifiroduiles dans les calculs statiques
7, pour caracleriser les variations Lhermiques qui se sont produites dans
-
,... le barrage entre les differentes triangulations.
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..i.'
...E. .,.
'.... : 7
. .., ..7.- Les extensomelres amovibles seulemeni out fonclionne de facon
E ..-....1-, 1.-. reguliere : A partir du 7 mars 1951 ceux qui sonl situes aux deux cotes
inferieures (1o( el 151), A partir du 16 mai 1951 ceux qui soul places
= aux cotes 18 1 el 5)6. Les exlensometres soul de la 'liaison Galileo
de Milan, us mil ele monies sur des bases mesuraifi Soo nun, eL us onl
. ..,,
t. =
= .
on rapport d'ampli ficalion de 25o.
V) =
ii
= = L'elaboration des resultals des mesures exlensometriques visail A
determiner les deformations unilaires eL les variations de coifiraintes
se veri flan'. dans le barrage pendant la periode mentionnee. Celle elabo-
,....
- ...-...
'':. --? _ - .:Ni -
ration a CAC elleeluee de la facon suivante. Des deformations lotales
- - -
mesurees par les qualrc exlensomelres de chaque station, on a deduil la
moyenne des deformations horizontale el verticale relevecs aux deux
extensomelres isoles sillies sur le meme arc. Les valeurs ainsi oblenues
pour les deformations out subi, pour compenser les erreufs de mesurage,
one aulre correction se basani sur lc fail que la somme des deformations
horizontales el verlicales doiL etre &gale A la somme des deux defor-
mations inchnees A 150 par rapport aux premieres. L'egalile de ces
LEs VAIII kTioNs DE CONTRAINTES.
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1953
1954
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Contraintes
Contraintes (le
(1) Contraintes
(2)
(3)
(1)
(5)
(6)
2)
Fig
4.
aux naissances : valeurs relevees eL calculees tattles
traction
calculees
considerees minim positives.
avec In inethode Bitter (roche ituleformablc).
(roche indeforniable).
Ritter (roche elastique)
Tighe (roche elasti(1ue).
relevees (ate droll).
(dile gauche).
Stresses 7.? at abutments : observed and overall calculated values.
Stresses are positive when tensile.
(I) Stresses calculated by Bitters's method (rigid rock).
(2) by Mike's method (rigid rock).
(3) " by Ilitter's method (elastic rock).
(4) " by Mike's method (elastic rock).
(5) Observed displacements at right abutment.
(6) at k/I abutment.
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Contrnintes de traction
(1) Contrainles ettletilk.s
a
relev6es.
4
4
4.
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20
30
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20
10
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Fig. ")
valeurs relevi.es et caletilk"; totales.
ottsiiii:TC?es colonic positives.
avee la 111(1111(ole Ritter (roelie in(l6formable).
Tiilke (roelie iiiWrornitible)
Hitter (roelie elaslique).
(rorlie Mitstique).
Stresses 7? erozon : observed ond overall
Stresses ore positive when tensile.
(1) Stresses colenloted by Riller's method
(2)
(3) 11
(I)
(5) Observed stresses
1 IS
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by Mike's method
by Biller's method
by ?Mkt.'s method
colcoloted values.
(rigid rock).
(rigid rock).
(Host ic roe!:).
(elastie rack).
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Fig. U.
Contraintes 7? ht (16 :
valeurs relev&s el caleulees :Wee Ia melliode
Gontrainles de traction considerees (Intone positives.
(1) Contraintes cult:nit:Ts dues u In pouss6e hydroslalique (rot ie
indeforinable).
(2) Conlrainles caleuWes tolales (ruche in(IUorniable)
(3) Contraintes ealeuWes dues b In poussee l*droslatique (roehe
elastique).
(I) Contraintes calculees totales (roche Ouslique).
(5) Conlraintes relevees.
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20
30
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values observed and calculated by flukes method.
.Stresses are positive when tensile.
(1) Calculated stresses due lo wider load (rigid rock)
(2) Overall calculated .stresses (rigid rock).
(3) Calculated stresses due lo water load (elastic rock).
(.1) Overall calculated stresses (elastic ruck).
(5) Observed stresses.
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Fig 7.
Conti-lilacs 1 dans In console cent rale :
valeurs releWes el calculees avec In nu:Abode Biller.
Con traintes de traction consider6es comme positives.
(1) Con trai n les lo tales (roche indM'orm able).
(2) s (roche Oast i(10t)
(3) relev6es
- MK' ImB. LEL i
1956
Stresses.7 in crown cantilever .
values abserveil and et:let:Mkt! by Hiller's melhml.
Stresses are positive when tensile.
( 1 ) Overall calothrted stresses (rigid rock)
(2) 0 (elastic rock).
(3) Observed stresses
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Ft .68
qietix s ii ii mes lie se \ en lin 111 pas.
20
en general, recall eventuel citron
const a tat et all egalement reparti entre les quatre deformations.
\ aleiirs ainsi corngees representent les deformations dues aux
coot raint es I.es composant es de ces dermeres, horizon tales ? dans les
art's? vri leaks dans la console o ? out ensuite IIC calculees
respectk emeltl a\ ve les deux fortuities suk antes :
=
1 -
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oi et ., soul les deformations unitaires ? respectivement hori-
zontale et \ t`rliCale -- obi enues par relaboration mentionnee et
oi E'Uo 000 kg cm 2 et --i (%
1,es resultats les plus significat ifs de cette elaboration el des calculs
de verification soot mis en rapport dans les figures 5, 6 et 7. Les
figures et represent ent, par rapport aux naissances et A la ele, les
contraintes relevees et les contraintes .7? qui, d'apres les quatre
methodes, resultent de Faction concomitante de la poussee hydro-
statique et des variations thermiques. La figure ti se rapporle, elle
aussi, aux contraintes s'exercant A In cle : elle en repete les valeurs
experimentales et les valeurs globales. dues A la poussee h,),?drostatique
et aux ?ariations thermiques, obtenues par les deux methodes Ritter:
A ces valeurs elk ajoute les contraintes partielles qui, toujours suivant
les deux methodes Ritter. soot provoquees par la seule poussee hydro-
statique. La figure 7. en tin, compare, par rapport aux contraintes
S exercant A in cle. les valeurs releNees avec les valeurs qui, d'apres les
deux methodes Ritter. soul dues A Faction conjointe de la poussee
hydrostatique et de in temperature.
Les figures mentionnees &intent les graphiques chronologiques des
?ariations de tonics ces grandeurs par rapport A la moyenne des
aleurs obt cones depuis i,ii A 1457 : quant aux coot raintes relevees,
les graphiques dont il est question sont etablis avec les valeurs moyennes
mensuelles: quant aux contraintes calculees, us sold etablis avec les
?aleurs correspondantes aux dates des leves de triangulation.
Tonics les figures montrent clairement Falternance que les contraintes
Tele\ t`t'S presentent, a\ec periode annuelle, en etroite correlation avec
les oscillations thermiques. En general, les contraintes relevees resultent
plus regulieres A la cle des arcs qu'aux naissances: la symetrie du
comportement de ces dernieres, tel qu'on la &dull examinant les
couples de graphiques de :? mesurees aux deux naissances d'un mettle
arc. parait satisfatsante A la cote 5)6, manque A la cote 481 et result e
excellente aux deux cotes inferieures.
On pent remarquer, en cc qui concerne les contraintes calculees,
l'equivalence des resultats obtenus par les methodes 'Nike et Ritter :
cello equivalence est bee d'un0 part A In quasi-coincidence entre les
deux repart i t tons de la charge hydrostatique que les deux methodes
?
R.68
etablissent entre les arcs et les consoles, d'autre part. A l'exignite des
reactions qui, selon 1:t inethode Ritter, naissent entre les arcs et, les
consoles, en consequence des variations thermiques; reactions qui,
justement A cause de lour valour negligeable, ne sold, pas prises en
consideration par In methode TOlke. La figure 6 montre, en rapport
aux contraintes s'exercant it tonics les cotes, la prevalence des effets
des variations thermiques sur les diets de in poussee hydrostatique,
prevalence qui diminue vers le has, et, it chaque cote, quaint on tient
comple de in deforniabilite de la niche. En cc qui concerne les oscil-
lations annuelles des contraintes totales dans les arcs, cette deforma-
bilite en laisse pratiquement, inalteree Fampleur aux naissances, sauf
it in cote 5..)6 oil elle In reduit d'etk iron ;o 00, tandis qu'a la cle elle la
diminue en mesure variant a\ cc In cote. La differente reparlilion des
charges, due A l'elasticite des encastrements, provoque, dans la console
centrale, it la cote Si1 et I settlement, tine augmentation sensible
des oscillations des contraintes.
En cc qui concerne Faccord entre les contraintes calculees el les
contrainies relevees, Si l'on peut remarquer en general la coincidence
de Failure, les mesures exlensometriques reveleraieni des variations
de contraintes plus amities que celles prevues par les calculs : ceci en
mesure plus elevee dans la console centrale, plus moderee dans les
arcs, sur lesquels Faccord entre les releves el les calculs est meilleur
aux naissances'qu't la cle.
Lis Dfil'I.ACEMENTS.
Les figures 8, 9, to, ii et i indiquent ci mettent en rapport les
deplacements relo es el les deplacements calcifies ft l'aide des quatre
methodes de controle, concernant quelques points du barrage. Les
points dont, les figures reporlenl les deplacements soni indiques par un
triangle noir dans la figure D. Plus precisement, les figures 8, 9 el to
concernent les points sillies sur la console de eV:. La figure 8 en indique
les deplacements radiaux role es et ceux qui, suivani les quatre melhodes
de eaten!, resultent de Faction concomitanle de ht poussee hydro-
statique et des variations thermiques. La figure 9 qui Sc refere encore
aux deplacements rachaux on repele les valeurs relevees et les valeurs
globales resultant de In poussee hydrostatique el des variations Liter-
miques d'apres les deux methodes Ritter; elle ajoute aussi les valeurs
toujours suivanl les deux methodes Hiller, soul dues A Faction
de la settle poussee lu drostatique. La figure 10 donne settlement les
deplacements tangentiels rekves, puisque les deplacements langentiels
calcifies soot, evidemment nuts par raisons de symelrie. Les figures
ii
et 19 concernent, les points situes ft proximile des reins : itt premiere
fournit les valeurs des deplacemenls radiaux, la seconde les valeurs
des deplacements langentiels : les deux reportent les valeurs relevees
el les quatre valeurs totales calculees A l'aide des quatre melhodes.
'routes ces figures indiquent les deplacements clue, scion les releves
?
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R.68
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(mm)
10
Fig. S.
Deplacements radiaux (les voyants sillies a la ele des arcs
valeurs relevies et caleulees totales.
Deplacements vers l'amont consideres emote positifs.
1951 1952 1953
rig S.
(1) DOlacements calculcs avec la inethode Hitter (roche indefortuable).
(2) TO11:e (roche huleformable).
Bitter (roche 61astique)
'bike (roche elastique).
(3)
(.1)
(5)
Radial displacements of Ilw targets placed at tlw crown of the arches :
observed and overall calculated values.
Displacements arc positive when pointing upstream.
(1) Displacements calculated by Ritters's method (rigid rock)
(2) ' by ToIke's method (rigid rock)
(3)by Ritter's method (elastic rock)
(.1) 1 by TiiIke's method (elastic rock)
(5) Observed displacements
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50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-
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Hg. 9
(1) Deplacemen Ls calcifies tlus ft hi poussee h drostatique (ruche imleformable).
(2) Deplacements calcifies totaux (ruche indeformable).
(3) Deplacements (picnics this A la poussee hydrostatique (ruche 61astique).
(.1) Deplacements calcules totaux (ruche Oast ique)
(5) Deplacements releves.
Radial displacements of the targets placed at the crown of tlw arches :
values observed mu/ calculated by Ritter's method.
Displacements are positive when pointing upstream
(1) Calculated displacements due to water load (rigid rock).
(2) Overall calculated displacements (rigid rock).
(3) Calculated displacements due to water load (elastic rock).
(1) Overall calculated displacements (elastic rock).
(5) Observed displacements.
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R.68 ? 26 --
et les calculs, chaque point considere aurait subis, aux dates des dine-
rentcs triangulations, par rapport i sa position moyenne.
Dans les deplacements releves l'alternance annuelle est assez clairement
cleflnie pour les voyants situs aux cotes plus elevies el en particulier
pour ceux qui sont. maconnes a la cle, oil, en general, les resultats
semblent plus reguliers qu'aux reins. Les oscillations annuellcs les
plus amples se relevent a la cle, en crete et 6 in au-dessous, el leur valeur
est de to mm environ.
Quant aux deplacements calcules, on peut remarquer de nouveau,
ainsi que pour les contraintes, requivalence presque parfaite entre les
methodes de Tolke et de flitter, Hee aux deux raisons susdites :
valence des deux repartitions de la charge hydrostatique, l'exiginte
des reactions, entre arcs et consoles, dues aux variations thermiques.
En cc qui concerne l'influence relative des variations de retenue ct des
variations de temperature, l'analyse de la figure 9 montre clue la retenue
a, aux deux cotes plus elevees, un are, negligeable, qui devient remar-
quable vers le bas et de nature predominante aux deux tiers inferieurs
du barrage. L'influence de la retenue est accentuee par la deformabilite
de la roche.
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1951 1952 1953 1954 1955 1956
Fig. to.
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_
97
B.68
Quaid i l'accord entre les deplacements caletiWs el rele? ? il ritsulte
meilleur stir In console Centrale et partieuliitrement satisfaisant aux
voyants sillies aux cotes les plus 6le?i.,es.
It est inleressant de remarquer, et In figure s le met en relief, que
le fait de tenir compte de In deformabilile de In ruche n'altere qu'en
mesure n6gligeable les deplacements aux cotes les plus 6lev6es, au
ch",ja les calculs effeclu6s dans le ens de ruche indgormable se trouvaient
en hon accord avec les releves, tandis amplifie beaucoup les depla-
cements aux cotes inf6rieures et leur fait atteindre un accord avec les
dOlacements relevi!s qui manquait complRement aux diplacements
ealcules en ens de roche indOormable.
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Fig o
Deplacements tangent lets des voyanis sillies A a cle des a-"s ?
valeurs relevi.es
D6placemenls ver la euli..e droite eonsider6s comme positifs.
Tangential displacemenis of the targets placed at the crown of the arches :
observed raltws
Displacements are positive when painting to right abutment.
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(1) 1)6placetnents calcules avec lit tnahode Ritter (roche indeliormable)
(2) 1 olke (melte intlabrinable).
(3) Bitter (melte idasti(Iue)
(1) Toll,e (ruche lastique)
(5) relevir, ((lite droll)
(6) . (cede gauche)
(1) Displacements calculated by Riller's method (rigid rock)
(2) by Tone's method (rigid rock).
(3) by Ildler's method (elastic rock)
(4) by Mike's method (elastic rock)
(5) Observed displacements (right side)
(6) " (frit side)
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1951T- 1952 7-'195 r-1-' 1954 -7-1-955 ?T--1956
Fig.
1Np1acente(,1s radiaux des voyanls silues a proxitnit6 des reins des arcs
valeurs rclev6es el caleulees lotales.
1)41aceinenls vers consideres comme posilifs
Radial displacements of the targets placed near arch haunches :
observed and overall calculated values.
Displacements are positive when pointing to crown.
Deplacentents tangentiels des N?oyants situin, it proximit6 des reins des arc ?
valeurs releva.s el calculees tattles.
Wplacements vers lit eV. considt:Tee comine positifs
(1) Wplaccinents calculcs avec In inighode Ritter (ruche indUormable).
(2) "Nike (roche in(IUormable).
(3) Hitter (roche elastique).
(1) 'Nike (roche 61astique).
(5) relevi's (cede droit)
(6) . (cOle gauche)
'I angential displacements of targets placed near arch haunches
overall observed and calculated values
Displacements are positive when pointing In crown.
(1) Displacements calculated by Ritter's method (rigid rock).
(2) II . by Tine's method (rigid rock).
(3) by Itiller's method (elastic rock)
(1) ? . by Mike's method (elastic rock).
(5) Observed displacements (right side)
(6) , . (left side)
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ci
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CONCLUSIONS.
Ce bref et partici expose des comparaisons effectuees, d'une part,
entre les resultats ()Menus A l'aide des qualre methodes de calcul et,
d'autre part, entre ees resultais ci ceux des Nieves etieclues in loco
pennet dejii de tirer quelques conclusions que nous avons d'ailleurs
dejA mentionnees en pantie et que nous resumons id.
1. Dans le Cati du barrage de Santa Giuslina les repartitions des
charges hydrostatiques donnees par les metliodes de 'Nike el de Bitter
coIncident pratiquemetti.
2. Les reactions, qui, d'apres hi methode de Bitter, prendraienl nais-
sauce entre les arcs et les consoles A cause des variations lhermiques,
quoique eonsiderables, qui s'averent annuellement sur le barrage de
Santa Giuslina, soot. exigOs
3. Les diets de In deformabilite de la niche sur les conditions slatiques
de la pantie Superieure du barrage soul tres moderes.
I. Celle deformabilite de? lent importante par rapport A la pantie
inferieure de In structure.
5. II reste continue que In partie la plus elevee du barrage de Santa
Giustina resisie, essentiellement, par arcs independants.
6. En tin, les methodes de ealcul examinees se soul demoutrees suscep-
Wiles de reconstruire les Naleurs les plus satisfaisantes des deplacements
releves avec une approximation gull est (Incite de ne pas considorer
bonne, Si l'on tient compte de la nature du probleme qu'avec ees melhodes
on s'est propose de resoudre.
1.1?51 1952 1953
954 I 1955
R?UM?
Ce rapporl compare les resultals de quaire methodes de calcul des
barrages argues avec des resultals de mesures ? notammenL releves
heb(iomadaires des dilatations el leves trimestriels d'une triangulation ?
effecluees de tu 51 A 195t) sun le barrage de Santa Giustina ? barrage
voitle A simple courbure, haul de i31,3
Deux des mattocks employees supposent que le barrage soil eneast.ro
dans tine roche indeformable, les deux attires, au contraire, liennent,
complc de la deformabilile de la roche d'implantation. Soil dans le
1956 cas de roche rigide, soil dans le ens de roche deformable, la reparlition
des charges entre les arcs et les consoles a ele effecluee suivani les
melhodes de Biller el de TolIce; en cc (Jul coneerne le calcul des arcs,
dans le cas de roche indeformable on a utilise la lheorie de 'Nike, lheorie
qu'on a ensuile generalisee atilt de pouvoir eludier les arcs supposes
eneastres en niche deformable.
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5 - r 14/04/14 : CIA-RnPRi_nine-:Drvv) ??
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R.68
Les repartitions des charges obtenues par les methodes de Ritter et
de Tolke se soul revelees pratiquement equivalentes; les effets de la
deformabilite de In roche d'implantation soul resultes importants par
rapport A la partie inferieure du barrage, tres mocleres par rapport it la
panic superieure dont le fonctionnemeni par ars intlependants
est continue par les quatre inethodes. Enfin, les methodes de calcul
examinees se soft revelees capables de reconstruire avec une bonne
approximation les valeurs les plus salisfaisantes des deplacements
releves.
SUMMARY.
This paper concerns a comparison of the results of four methods of
calculation for arch darns with data obtained from measurements
? chiefly weekly strain observation and quarterly triangulation
surveys ? which were carried out for the Santa Giustina dam (single
curvature arch dam, i59..5 in high) from 1951 to 1956.
Two of the methods used are based on the assumption of the dam
being keyed in rigid rock, the other two on the contrary make allo-
wances for deformability of foundation rock. In either cases the division
of load on arches and cantilevers was made by Ritter's and Tolke's
methods; for calculation of arches with the assumption of rigid rock,
Tiilke's theory was used. This theory was subsequently generalized
for application to arches assumed as keyed in deformable rock.
The load division obtained by Ritter's and TOlke's methods proved
practically equivalent : the effects of rock deformability resulted to be
important in the lower portion, and very moderate in the upper part of
the dam. The quite prevailing arch action in this section is confirmed
by the four methods. Finally the calculation method here examined
proved to be able to yield, with a good approximation, the more reliable
values of the observed displacements.
Extrail du Sixieme Congres des Grands Barrages
New York, 1958.
152903-58 Paris. ? Imp. GAUTHIER-VILLARS, 55, quai des Grands-Augustins.
Imprime en France.
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50 -Yr 2014
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondlale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.69
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
AMENAGEMENTS HYDROELECTRIOUES
DU GROUPE EDISON-MILAN
(ITALIE)
EPREUVE
Reproduction interdite
LE BARRAGE D'ISOLATO
PENDANT UNE VIDANGE TOTALE
ET UN REMPLISSAGE DE SON RESERVOIR (*).
SERVICE CONSTRUCTION AMENAGEMENTS HYDROELECTRIQUES
DU GROUPE ED ISON, MILAN (1).
Le present rapport communique les resultats d'une elude theorique
et experimeniale concernani le barrage d'lsolato (2), etude effectuec
A l'occasion d'une vidange complete du reservoir, suivie de remplissagc.
Celle vidange Lotale a Cite necessilee, en mars 1957, par les Lravaux de
reparation a effectuer A la vidange de fond du reservoir. Une pareille
eirconslance a often la possibilfte d'eLudier le barrage sous l'action
de variations exceptionnellement elevees el rapides de la poussee hydro-
staLique. Nous aVOI1S alors estime parliculierement. inleressant de
relever, par des mesures direcies, le comporLement de la structure et de
comparcr les resultals de ces mesures aux resultats d'un calcul de
yen ficalion.
(*) Isolato dam daring a cycle of emptying and filling of its reservoir.
(1) Cc rapport a ele redige par le Service Construction Amenagements Hydro-
electriqucs du Groupe Edison, dirige par M. Claudio Marcello, Ingenieur-Conseil
(Section Observation des Barrages, dirigee par M. Silvio Spagnoletti, Ingenieur
civil avec la participation particuliere de M. Gianni B. Formica, Ingenicur Mee-
tricien aide par M Pier Vincenzo Rigid, Ingenieur civil.
(2) Cc barrage a (AC projete et construit par le Service Construction Amenagement s
Hydroelectriques du Groupe Edison. sous In direction de M. Claudio Marcello,
Ingenieur-Conseil. Periode de construction i951-2952.
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LE BARRAGE ET SES APPAREILLAGES DE CONTI-IDLE.
Le barrage d'Isolato (fig. 1) est situe dans les Alpes italiennes, sur le
cours du Liro. Construit au cours des alludes 1951-1952, dans tine petite
vall? ii crde une retenue de la capacild de 1,76 millions de metres cubes,
3
deslinde a In rdgularisation hebdomadaire des debits utilisds par trois
centrales hydrodlectriques situdes en aval.
La structure de l'ouvrage est. du type voille mince a double cour-
bure (fig. 2 et 3); il a une hauteur de 37 In, une longueur en critic
de 81,6o m. Le point le plus bas des fondalions se trouve a i 210 In
au-dessus du niveau de in mer. Le barrage est praliquement. symarique
07_40401
0 5 10 IS ?
Fig. 2.
Plan du barrage.
Plan of the darn.
/11247,00
(1211,00) y
(1213,co)
0 5 10 15rn
Fig. I.
Le barrage.
Dam.
. (1) e121
Fig. 3.
Coupe verlicale lc long de la console centrale
positions des thermometres electriques.
(1) Thermometre electrique noye dans le beton.
(2) Thermometre electrique dans l'eau.
Cross section of the dam at crown cantilever ?
arrangement of electrical thermometers.
(1) Electrical thermometer in concrete
(2) Electrical thermometer in water.
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par rapport A sa console de cle, nA il a une epaisseur variable de 3,90 in
au pied a 2,06 in au niveau de la cote i 9.43. Entre ceLle cote et la crine
se trouve un troncon d'epaisseur considerablement superieure, A crate
deversante. L'epaisseur maximum de celte partie est de 1,35 in, A In
cote 1 245.
Le barrage est pourvu d'un appareillage perniellatil la mesure des
variations de temperature, des dilatations et des deplacements.
Les temperatures sont relevees A l'aide de 17 thermometres, qui mit
ete concentres ? vu la direction Nord-Sud de l'axe du barrage el in
symelrie presque partaile de la vallee ? sur la console centrale, et ainsi
reparlis : cinq thermomelres A In cote i i3, qualre A chactme des
cotes suivantes 1 223, I :C3o,5o, i /38 (fig. ;).
Les dilatations soul inesurees au voisinage du parement amont et
sur le parement aval. Ces mesures out lieu (fig. l) sur (ware arcs
(124140) I (T247,00)
?5? R.69
(cotes i 2i5,3o, 1 238, t930,30, i:19 3) respectivement a la cle, aux reins
el aux naissances, ainsi que sur l'arc A In cote I .213, tie longueur moindre,
A In cle el aux deux naissances.
COle amont, les inesures utilisent des lemoins sonores Galileo el des
leleformetres eleelriques Huggenberger. Les appareils Galileo soni
inslalles dans loules les positions preeisees plus haul; ils voisinent
stir les trois arcs les plus hauls ? A la cle. el sur le ale rive drone du
barrage ? avec les appareils 1.-luggenberger; ces derniers soul egalement
installes A l'un des reins (cOle rive gauche), A i 230,50 us. Chaque station
de mesure compread generalemeni trois appareils disposes ? l'un
horizonlalement, l'aulre verlicalement, le troisieme a 450 d'inclinaison
sur les affixes ? stir un plan parallele au plan tangent au parement,
0245,30 ,
1231,00) t
1230.301 y
(1233.00) y
((341430)5
0131,003 I
.............
0 5 10 15rn
0 5 10 15
(I21300) T..
('21)3,09) t
Fig.
Stations de mesure avec extensomelres electriques (vue prise d'amont)
(1) 'Fermin sonore Galileo
(2) Teleformetre electrique Huggenbcrger.
(3) Roselle de n temoins sonores Galileo.
(4) Rosette de n toleformetres Huggenberger.
(5) Temoin sonore Galileo isole
(6) Teleformetre Huggenberger isole.
Electrical extenswneler measurement points (from upstream)
(1) Galileo acoustical strain gauge.
(2) Iluggenberger electrical telefornieter
(3) Rosette of n Galileo acoustic strain gauges
(4) Rosette of n lItzggenberger teleformelers.
(5) Isolated Galileo acoustic strain gauge
(6) Isolated Iluggenberger teleformeter.
Fig. 5.
Voyants de triangulation maconnes sur lc parement aval
Triangulation targets at downstream face.
et no es A tine dizaine de centimetres de la surface exterieure. hmt
exception les stations de mesure siludes stir Parc A la cote i9 j5,3o
autrement 2 in seulement au-dessous de la cane l'on ne reline
ie les deformations horizonlales) el, sun les quatre arcs A cote inferieure,
les stations de mesure A la cle (oh l'on ne mesure que In dilatation hori-
zontale el In dilatation verticale). La figure 4 indique d'autre part, les
extensomelres ?isolCs ? Tous les exlensometres eleclriques servent
egalement, nous le savons, A relever la temperature.
L'n certain nombre de rosettes de bases de deformelres amo ibles
out CIC maconnees sun le paremenl aval; elles Wont. pas RC inslallees,
cependant, stir Fare A la cote i9 15,3o oh la structure forlement surplom-
balite du barrage ne permellan pas de les emplo: en, Landis clue stir les
attires arcs elles repeleni In disposition des stations de mesure d'amonl.
Ces rosettes soul done an nombre de cinq A la cote I 238, Ala cote 1 230,5o
R. 69.
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et a la cote i 21, et au nombre de trois ii In cote i )1 ;. Chaque rosette
comprend qualre stations : one horizontale, tine autre vert kale, les
deux dernieres? orthogonales entre dies el inclinees de '150 par rapport
aux premieres. L'epaisseur tres 'nint?du barrage et l'armature par-
courant les parements out interdit l'application, stir it, parement aval,
de tout extensometre isole; ces appareils out ete par consequent installes
une rosette i quatre directions a ehacune des deux naissances ? stir
les blocs de beton formant, sur les ekes du barrage, un escalier praticable.
Pour In tnesure des deplacements, on a maconne sur le parement
aval des voyants dont les coordonnees planimetriques soul periodi-
quement mesurees par triangulation. On installe egalement stir le
couronnemenl du barrage deux mires mobiles ? l'une a In ele, l'auire
a l'un des reins (ate rive (Iroite) ? qui permettent contaler an
collimateur les deplacements de In crete.
V11)ANGE TOTALE ET HEMPLISSAGE EN MARS 1957.
Les appareillages deerits plus haul ser x cut ft l'execution de controles
periodiques; bus les trois jours, lecture a l'aide do collimate/1r; tous
1245
fm)
1240
1235
1230
1225
1220
12/5
1210
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4
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1 ig.
Les variations de retenue et de temperature an emu-, ( de mesure.
Water level and temperature variations duriny measureme?I eyrie.
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les mois, mesures ft l'aide des thermontetres el des extensometres; bus
les deux mois environ, let es de triangulation. Les resultats obtentis
par ces mesures periodiques no cours des trois premieres annees d'obser-
Nation semi polities dans un Memoire actuellement en eours d'elabo-
ratimi. Nous presentons ici les result:Its ?Menus par le cycle extra-
ordinaire mesures effectuees en mars 1957, it roccasion de la vidange
lobate el du nouveau remplissage du reservoir.
La vidange totale (fig. 6 A) a /tattle le i) mars, lorsque la surface
du Inc knit a In cote o,60. Jusqu'au to it midi, l'abaissement du
niveau de l'eau s'est poursuivi plat& tentement, sous l'effet de l'alimen-
lalion normale des centrales cravat. Le i 6 it midi, le plan d'eau n'arriN ail
qu'it in cote de in prise de in galerie d'amenee en charge; la vidange de
fond est alors entr?en jeu el a ecoule le volume restant en quelques
heures. Le 16 a minuit, In surface fibre kali a la cote21/.4, cc qui equivaui
a dire ? vu In conformation de In gorge ? que le reservoir kali prali-
quement Vide. II est demeure tel pendant six jours, c'est-a-dire jusqu'a
l'apres-midi du .k3, qui a marque le debut de la rfouvelle operation de
remplissage. Cene phase a ete conslamment suivie par les releves
jusqu'au 29, c'esl-a-dire jusqu'au moment oft le niveau du lac a Cite
stabilise ft tine cote superieure it celle de depart.
LES BELEVES .
III ce qui regarde les niesures, In lenteur pre\ ue el effective
des variations de retenue a laisse penser qu'en general one lecture par
jour is ehaque apparel' suffirail is suivre, avec one continuile satisfai-
sante, le phenomene transitoire ayant siege dans in structure. 11 a done
CtC procede a one lecture quotidienne des extensometres; In triangu-
lation a (AC de mettle effectuee quotidiennement, aux premieres heures
de chaque journee. Par contre, les lectures aux thermometres el an
collimateur ? qui soul particulierement rapides ? out etC effecluees
deux fois par jour, c'est-it-dire an debut de In matinee et vers la fin
de l'apres-midt.
LES CALCULS DE VE1-I WICAT ION.
Les cilia's de verification mil a pour but d'evaluer en function
des variations de relenue el des conditions thermiques du barrage ?
les d6placements qu'auraient da subir les toyants de triangulation el
les \ ariations de contraintes qui aurajent da se manifester aux stations
d'extensumares no moment de l'execulion des inesures. Ges depla-
cements et ces variations de contraintes out etC 6valut:!s it partly des
conditions pr6scntes au I) mars, date du debut du cycle des mesures
'routes les autres grandeurs objet des releves experimentaux 00 des ealculs
statiques de verification soul rapporlees aux valeurs du jour en question.
Les calculs out C1C partages en deux parties: In premiere envisageait.
- compte tenu du caractere tridimensionnel de In structure - In repar-
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lition de In composante horizontale de In poussee hydroslatique entre
les elements resistants horizontaux (arcs) et les elements verticaux
(consoles); in segonde partie, basec stir les resultats de la premiere,
calculail les eontraintes et les deplacements s'exercant sur les elements
susd its.
La repartition de la poussee entre arcs et consoles a etc oblenue am
raide de In melhode de TifIke; on a cependant modifie rune des condi-
tions an contour concernant In critic de In structure, pour tenir comply
de repaississemenl du barrage d'Isolato dans sa part ie In plus haute :
on a precisement suppose que eet epaississement seri d'appui a la part ie
de structure situde au-dessous. Nous avons suppose tin encastrement
parfait an pied et avons d'autre part considere, dans In deuxieme partie
du calcul, les arcs et in console centrale comme parfaitement eneastres
dans In roche indeformable, vu rexcellente (waffle du bedrock. deja
reconnue avant cc cycle de mesures et maintenant confirmee par In
valeur negligeable des deplacements releves, au eours des observations
Un mois de mars de celle =tee, sur an certain nombre de voyants
expressement maconnes aux culees du barrage.
L'application de la melhode de 'Mike se ramene notoirement A ['inte-
gration (rune equation difTerentielle ordinaire du quatrieme ordre.
Celle integration West possible de Lion rigoureuse que pour des formes
particulieres de la console centrale du barrage examine; la console
centrale du barrage d'Isolato s'eloigne de ces formes, aussi a-t-on estime
conseillable crinlegrer cette equation par la mattock des differences
fillies. A cet effet, In console centrale a tile repartie en seize lroncons
de In hauteur unitaire de 2,50 m du pied jusqu'a In cote i el de i in
au-dessus de cette cote, c'est.-a-dire la Mt les variations des caracte-
ristiques geometriques de la structure avec la cote s'averent plus consi-
derables. Le probleme de la repartition des charges s'est traduit de la
sorte en plusieurs systemes de 2! equations algebriques lineaires
a 21 inconnues, avant une egale malrice des coefficients et differents
Lames connus Le nombre des systemes Rad egal a eelui des conditions
dans lesquelles on a voulu Ruttier le barrage L'etude en question s'est
repetee pour les I 8 journees consecutives d'obser\ at ion, a dater
du 1 7 mars.
La repartition de la composante horizontale de la charge It\ aro-
stalique une lit's ()Menne, le calcul des arcs a ete effectue en considerant
chaque arc comme independant et sujet a in poussee respective, suivard
In repartition effectuee, ainsi qu'aux variations de temperature evaluees
chaque jour suivant les mesures thermometriques. Cy ealeul des arcs
a Re effect ue a raide des tables de Lieurance, opportunement appro-
priees au cas d'implantat km stir ruche indeformable. 11 a RC ainsi
procede a revaluation des contraintes, a la cle et aux naissances, ainsi
que des deplacements, en direction radiale. correspondant aux VON ants
de triangulation.
Pour In console centrale, on a calcule les contraintes aux cotes des
extensometres, In structure Mani consideree comme independante.
sujette a toute :a composante \ erticale de In poussee 11.,\ drostatique
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et a In portion de composante horizontale qui lui Ctait attribuee par la
repartition Tiilke.
Pour retude des arcs et des consoles, ainsi que pour le passage des
aleurs de dilatation rele\ ees par les extensometres a celles des
contraitdes correspondantes, ii etail necessaire de connailre le coeffi-
cient sc de dilatation thermique lineaire, le module E de Young et le
rapport V de Poisson du beton du barrage.
La valeur du coefficient z a Re liree des resultats des mesttres ? one
einquantaine en lout ? effectuees, du debut des observations a la fin
Un mois de mars 1957, a raide de rextensometre Iluggenberger
dont le fonetionnement s'est avere particulierement salisfaisaifi. Plus
precisement, apres avoir constate que Its dilatations du beton revelees
par eel, apparel' soul en correlation etroile avec les variations coneomi-
tattles de temperature et petn eta etre considerees -- avec one approxi-
mation salisfaisante - comme proportionnelles a ces variations, on
a determine in aleur a attribuer an coefficient de proportionnalite pour
(Inc les dilatations calculees a ('aide de cc coefficieut, en function des
\ arialions de temperature observees, presentent recall quadratique
moven minimum par rapport aux valeurs experimenlales. Ce coefficient
a tile trouve egal ft to . to 5 (OC) il a ele pris comme coefficient -1
de dilatation thermique du beton.
On a ensuite determine, sur la base de cette \ aleur de , In valeur
du module E. A eel effel, on a considere les deplacements dans le setts
radial des \ oyanls maconnes sur la console centrale, deplacemenls
mines par triangulation pendant le mois de mars 195'3'; on a retranche
de ces deplacements ceux qui, pour la \ aleur to . to 5 (?C) 1 dU coeffi-
cient devaient etre attribues, suivant le calcul de verification des
arcs, aux variations de temperature, el ron a conslate que la portion
residuelle des deplacements releves pouvad generalement se ramener
de fagot' salisfaisante a raction de In charge hydrostalique grevant
les arcs suivant in repartition Tolke, pourvu qu'on adoptat pour le
module E tune aleur opportune. On a troll\C que c'elait pour la
valeur E = 26o 000 kg cm 2 que recart quadratique moyen, entre le
residu susdit du deplacemeni releve it at tribuer a in poussee hydro-
statique eL la valeur calculable en fond ion de celle derniere, prenait
Sa \ aleur minimum. Celle \ aleur de E a ele utilisee par la suite dans
les calculs. En fin, le rapport de Poisson a ele considere comme egal
it /6.
LES RESL7LTATS DES RELEV2S ET DES CALCULS.
LES VARIATIONS DE TEMPf:I1 111:11E.
Comme nous rayons deja (lit, In temperature a etc mesuree ft l'aide
des thermomelres deux lois par jour, c'esl-a-dire le matin et rapres-
midi. Elle a ete en oulre relevee tulle lois par jour a l'aide des extenso-
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(1)
12) o- - -.13) ( 4 ) I
Fig. 7
Valeurs relev6es el ealculCes des contrainte 7? aux naisNance,,
Les contrainles soot positives lorsqu'il s'agil d'efforts de traction
(1) Contraintes calcul(!es dues A la poussi,e hydrostatique
(2) Contraintes ealculi!es dues A In poussiT hydrostatique et aux variations thee-
(3) Contraintes relev6es a l'aide des extensomkres Huggenberger
(4) Contraintes relev6es A l'aide des extensomitres Galileo it It naissance droile.
(5) Contraintes relev6e,, A l'aide extensontiqres (tall leo it In naissance gauche.
? Ii ?
R.69
iniAres eleelriques. Les extensomelres installes a la de ont systemati-
quement confirme les mesures des thermonnAres; ceux qui elaient
installes aux reins el aux naissances mil verilie In valeur pratiquement
negligeable des differences de temperature le long de ehaque are hori-
zontal, cc qui elan crailleurs prevu, puisqu'on s'etail borne iv installer
des thermomRres proprement ([its a la etc. Les donnees obtenues a In
ek ont Re par consequent adoptees pour caracteriser les conditions
thermiques du barrage et utilisees pour la determination des variations
de temperature a introduire dans les ealeuls statiques. Lesdits calculs
a\ ant pour but, comme nous rayons (lit, revaluation des deplacements
et des variations de cunt raintes qui auraient (16 se manifester suivant
le procede de Vl'ri heat ion adopte -- au emirs des differenles journees
P1' rapport aux conditions du I, mars, nous avons evalue les variations
thermiques subies par le barrage no cours des difierentes journees par
rapport aux conditions du I A eel diet, on a associe pour chaque jour
it chaque thermometre la xariation de temperature lue stir le thermo-
metre en question par rapport it la aleur indiquee le et Pon a
construit, sur In base de ces differences de temperature, les isothermes
dans la console de de. Aux fins des calt uls statiques, ii etail neces-
saire de considerer, ii ehaque cote, In temperature du massif du barrage
comme one fond ion lineaire de la distance entre le point considere
et les parements: on a done deduit des isothermes en question les ilia-
grammes suhant lesquels la variation de temperature se repartissait
entre amont et aval aux cotes des arcs considers, et l'on a tire de chacun
de ('es diagrammes le diagramme trapeze a ant one aire egale et le
centre de gra\ it sur la meme verticale. Lesdits trapezes oft servi
de reference pour le calcul des ariations de la temperature moyenne
ainsi que des \ ariations de In difference entre la temperature du parement
mat et celle du pavement amont. variations qui out. ct& introduites dans
les calculs statiques pour caracteriser les actions thermiques qui se soul
exercees sur le barrage entre le t mars el ehacun des join's qui out suivi.
Les trois diagrammes de la figure 6 13 donnent tine idee globale des
resultats Weans. L'un d'eux indique, en fonclion temps, In variation
de In temperature inoyenne du barrage: les deux autres, les variations
de la temperature moyenne aux cotes 5,3? el La tempe-
rature moyenne du barrage a subi une augmentation progressive pendant
la vidange totale et flit cours des journees pendant lesquelles le reser\ oil'
LEC.1 NO OF FIGURE ;
liras:wed and calculated horizontal arch stresses z? at abutments
Stresses are positive when tensile
(1) Calculated stresses due to water load
(2) Calculated stresses due to water load and therm?1 variations
(3) Stresses measured by Iluggenbcrger exlensomelers.
(4) Stresses measured by Galileo extensometers in the right abutment
(5) Stresses measured by Galileo extensometers in the fell abutment
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15 16 1 17 1 19 I 19 I 20 21 I 22 123 I 21.
11)
12)
Fig. S.
Valcurs relevecs et calculees des contraintes 7 A la cle
Contraintes de traction considerees Conine positives
(1) Contraintes calculees dues A la poussee hydroslatique.
(2) Contraintes calculees dues A In poussee hydrostalique el aux variations tiler-
miques
(3) Contrainles relevecs A l'aide des extensomares Huggenberger
(4) Contraintes relevecs A l'ai(le des extensometres Galileo.
43)
25 26 27 ' 28 29
0---814)
? 13 ? R.69
a ele completement vide; cette augmentation a alleint C, mats la
temperature a plus lard diminue le premier jour de remplissage, pour
demeurer ensuite praliquement constante el superieure d'environ 0 C
A In temperature de reference. La temperature A la cote 5,3o a cu
line allure analogue, hien que les variations aient ele a pelt pres
double, lawns que celles de In temperature du pied du barrage ont Ctd
sensiblement plus limitees et precisement conlenues, en moyenne,
entre ? 10 el -- j0 C (leur allure a ete (['attire part. difTerente : refroi-
dissement initial suivi (l'elevation modique de temperalure).
LES vAiti vrioNs ous coNnt ?iNTEs.
Les resultals donnes par les extensometres eleetriques Sc soul averes
dans l'ensemble satisfaisants, vu leur allure reguliere, leur coherence
mutuelle et leur eonformite aux resullats des calculs de veil fiealion.
On ne saurail en dire aulant des extensomelres amovibles. Le preseni
rapport Sc bornera done a presenter el a diseuter cerlains resullats des
appareils electriques.
Les lectures de ces extensometres out 'tennis d'oblenir, par le procede
hien connu, les dilatations unitaires el1" respecti?emenl horizonlales
el Nerticales, dues aux conlraintes s'exercant dans la structure; les
composantes de ccs contraintes (composanles horizontales, .?dans les
ares?, el verticales, n dans la console u) out ete ensuite calculees par les
formules ?
7,, =14 ?a--
?
?
comme nous l'a?ons dit, E 000 kg cm 2 et -- 1/6.
Les resullats les plus signilicatifs de celle elaboration el des calculs
de verificalion soul compares dims les figures 7, tA el o. La premiere de
ces figures reproduit les conlraintes 7.? aux naissances, la seconde, les
conlraintes analogues a In de; In troisietne, les contrainles toujours
a In cle Les graphiques des figures susdites donnenl pour les difTerentes
journees les variations de Unites ces grandeurs par rapport A la valeur
du 12 mars.
L'accord entre les extensometres Galileo eL I luggenberger, genera-
LEGEND OF EMI-RE S
Measured and calculated hori:ontal arch stresses 7., al crown.
Stresses are positive when tensile
(1) Calculated stresses due to water load
(2) Calculated stresses dtw to water load and thermal variations
(3) Stresses measured by Ilugg('nberger extensometers
(I) Stresses measured by Galileo extensometers
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(A) Podtal dHplewerporiN
(R) Time/en/rot 4/.:(plt,rprnrt,I
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(9) (0/0///a/Ofi 'I, ,p,, tb, / ??/ ' It I wit rfir11111,MS
(3) Ifrosttr,f1
ii L ? I *
1230.50
12 13 ? 14 1 15 1 16 1 17 19 19 20 21 22 23 24 I 25 26 I 27 28 29
rig. If,
Deplacements releves et calcifies des voyants poses a la cle des arcs
LCS &placements radian sunt positifs soul diriges vers ramont. les depla-
cements tangenliels le soul s'ils sont diriges vers la culee droite.
(A) Deplacemenls radiaux
(13) Deplacements tangentiels
(1) Deplacements calcifies dus it la poussce hydrostatique.
(2) Deplacements calcifies dus n la poussee hydroslatique et aux variations ther-
miques
(3) Deplacements releves
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R.69
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26 27 I 28 129
.131 .------o141
Fig it.
Deplacements rcleves et calcifies des voyants poses aux reins des arcs.
I.es deplacements radiaux soul positils s'ils soul diriges vers l'amont; les depla-
('ements langentiels lc soul s'ils soul diriges vers in de
(A) Deplacements radiaux
(II) Deplacements tangentiels.
(I) Deplacements calcifies dus a la poussee hydrostalique
(2) Deplacentents calcifies dus a In poussee Itydrostatique et aux variations
thermiques.
(3) Deplacements releves des voyants Mines entre la cle Cl la culee (Iroile.
( I) Deplacements releves des voyants silues entre la de et la culac gauche.
-- 17 ? R.69
lemenl mauvais aux cotes to el i ;8, devient generalement bon
in cote u o el excellent A la cote 1 1 1
En cc qui concerne In symetrie de comportement des deux naissances,
elk n'a pu dire contrdlee l In cote I 7 5,3o, oi l'extensometre de in nais-
sauce gauche n'a pas fonctionne. Elle s'avere assez bonne ? en cc qui
concerne les extensomelres Galileo ? la cote 1 7 IS, fait defaut 1 in
cote u t.to,rio el s'avere excellente A in cote
La comparaison enlre les contraintes mesurees el les contraintes
calculees revile oi in cote un accord assez salisfaisant entre
les calculs el les indications des extensomelres Galileo, el a in cote ;s
tine concordance analogue entre les calculs el l'extensometre Fluggen-
berger. A la cote i0,50 ? oil les extensometres des deux marques
&Intent des resullats assez concordants A la cle comme A in naissance
droile ? le calcul reproduil de facon assez salisfaisante les resullats
susdits; ii s'eloigne par contre des indications du seul extensometre dc
in naissance gauche, qui est en desaccord avec les deux de l'aulre nais-
sauce. Eight l'accord se revele satisfaisant aux cotes u i'.i ; el
Nous pouvons affirmer pour conclure ? et nous jugeons cette indi-
cation significative -- que l'aceord entre les releves experimenlaux et
les caleuls alleint son maximum justement aux stations de mesure
don1 les resultals experimentaux sont les plus satisfaisants, soil parce
que les appareils Galileo el Fluggenberger se trouvent d'accord, soil
parce que les conlraintes mesurees relletenl in symarie de in structure
el des causes physiques qui influenl presumablemeni sur elle. De plus,
aux postes de mesure oil deux types d'appareils soul en service et oil
leurs indications s'averent discordanles, le calcul donne presque toujours
des resultals suMsammenl conformes A ceux de run d'entre eux. D'une
facon ou (rune aulre, l'ecarl enlre les resullals experimenlaux ? qu'on
pourrail s'allendre A trouver egaux ? est generalement, supdrieur
l'ecarl entre leur moyenne el les resultats do calcul de verification.
Mesures et calculs confirment cc que la forme meme du barrage
laissait pre\ oir : A savoir que les arcs contribuenl a In resistance de in
structure dans tine inesure absoluntent predominante vis-A-vis des
consoles.
11.0; END OF FIGURE I I
Measured and calculated displacements
of the farads placed near arch haunches.
liadial displacements are positive when pointing upstream tangential displacements
are positive when pointing to crown
(.1.) Radial displacements
(11) Tangential displacements
(1) Calculated displacements due to water load
(2) Calculated displacements ?Ille to water load and thermal variations
(3) 3/ensured displacements of targets placed between crown and right abutment
(I) Measured displacements of targets placed between crown and left abutment.
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29
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440
Fig. 12.
Deplacements releves et calcifies des voyalas posts :l proximile des culees
I.es deplacements radiaux stmt. positifs s'ils son( diriges vers 1'113111ml, les depla-
cements tangenliels le sont s'ils soul diriges VCIN III de.
(A) Deplacements radian x.
(13) Deplacemeifis Langdale's.
(I) Deplacemenls calcifies (I us a la poussee 11.(lrostatique.
(2) Deplaceinenls ealcules dus it la poussee Itydrostatique el aux variations
I Itermiques.
(3) ft:placements releves des voyaills Mimes pri.s (le la ettlee droite.
(4) Deplacements releves (les voyants situes pr's (le la eulee gauche.
? 19 ?
R.69
ltemarquons encore (pie, sui \ ant le calcul, les anal ions de contrainles
delerminees dans les arcs - all (ours du cycle de mesure considere ?
par les variations de la retenue soul negligeables a la cote i 215,10 par
rapport 1 celles qui y sold provoquees par les actions thermiques, Landis
qu'a la cote 1 S et aux cotes inferieures elks deviennent. preponde-
ratites.
Lns 1/1..:I'1.kt.EmENTs.
Les deplacements qui onl etc determines quotidiennement par trian-
gulation et les deplacements indiques par Ic calcul de NI6rifiCati011 solnt
indiques et compares par k's figures to, t et 12. La partie superieure
de ces figures reproduit les composantes radiates de ces deplacements,
la part ie inferieure les composantes tangentielles.
La symetrie de comportement des deux mollies de barrage comprises
entre la cle et chacune des culees se revele ici plus manifeste qu'on ne
pent le constater d'apres les mesures extensomariques; elle est revelee
par l'accord entre les deplacements radiaux constales aux reins el entre
les deplacements tangentiels aux reins et aux naissances, ainsi que par la
faible importance des deplacements langentiels a la cle.
Au cours de la Nidange totale, le barrage s'est deplace vers l'amonl,
et les voyants lateraux Si' sont rapproches, dans tine mesure moindre,
de la cle. Le deplacemenl radial a attend 1,2 mm pour le voyanl en de,
a l'arc le plus eine: il a diminue aux voyanls silues plus bas et encore
davantage aux v( *ants lateraux. Les deplacements tangentiels solul
generalement de quelques dixiemes de millimetre Demeure presque
immobile pendant la periode de reservoir vide, le barrage s'est ensuile
rapproche de sa position initiate, tors de la conclusion du cycle de
mesures.
Le calcul de \ erification a donne, comme nous rayons (lit, les compo-
santes radiates des deplacements, qui soul les plus signi flcalives. L'accord
entre ces valeurs calculees et les valeurs experimentales est excellent
aux cotes t )15, ;0 et i ) ts; recall quadratique moyen est de 0,12 mm
pour le voyant sujet aux deplacements les plus considerables
(maximum 1,2 min, comme deja precise); a la cote i 2 3o, So, Faccord
t D 01 11(11 111
Measured and calculated displacements
of the targets placed near abutments.
Radial displacements are positive Olen pointing upstream tangential displacements
are positive when pointing to crown
(A) Radial displacements
(13) Tangential displacements
(1) Calculated displacements due to water load
(2) Calculated displacements due to water load and thermal variations
(3) Measured displacements of targets placed near right abutment.
(1) Measured displacements of targets placed near left abutment
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? 20 ?
est encore assez satisfaisant. Stir chacun des trois arcs examines, il
devient de moins en moms complet, Lout en demeurant lres satisfaisant,
au fur et A mesure qu'on s'avance vers les culees. Ces conditions moms
favorables se justifient toutefois lorsqu'on se represente TIC Vers les
(1116eS les charges hydrostatiques el les variations thermiques que nous
supposons s'exercer stir les arcs soul certes plus eloignees de In realite
qu'elles ne le soul pour la cle.
De mune que pour les contraintes, le calcul indique pour les tiepin-
cements, tine action megligeable de In pottssee de l'eau A la cote ;u
et par contre tine influence croissante de celle mettle retenue au fur et
A mesure qu'on s'avance vers le bas; A in cote l'inlluence en
question predomine stir (Tile des aria ions de temperature.
CONCLUSIONS.
Cet examen preliminaire de quelques-uns des resultals de reknic
theorique el experimentale consacree au barrage d'Isolalo a l'occasion
de la vidange totale, suivie de remplissage, efTecluee en mars dernier,
?
pelmet quelques conclusions.
En premier lieu, In constatalion de la regularite du comport ement
slatique du barrage. Celle regularile est mise en evidence par l'accord,
generalemenl salisfaisant, entre les resullals concernant les couples
de points symeltiques par rapport. ft la eV:, par la valeur limitee des
dilatations et des deplacements, par la conlinuite de leurs variations,
par leur annulation pralique apres le remplissage du reservoir, par In
possibilile de justifier leurs valeurs finales, lorsqu'elles ne soft pas
negligeables, par Faction des variations de temperature (comme l'in-
diquent les calculs de verification).
On petit remarquer, d'aulre part, In capacite, demontree par les
calculs de verification, de reconstruire les variations de contrainles et
de position constatees dans l'ouvrage en alleignant, avec les resultals
experimenlaux, tin accord qui ne pent manquer d'etre recount', surtout
si l'on considere les difficulles de 'Identification el de In definition
quantitative des causes agissant stir le barrage, ainsi que de in prevision
des modaliles de leur action.
Ce rapport communique les resullats (rune elude theorique el experi-
mentale consacree an barrage d'Isolato ? barrage yoke A double
courbure ? it l'occasion (rune vidange complete du reservoir, suiN ie
de remplissage Et precisement on relate ici quelques-uns des resultats
des mesures de deplacements et de dilatal ions effecluees in loco el on
les compare avec les resullats d'un calcul de veri fication, execute suivant
la melhode de TOlke
Les resultals des mesurages font ressorlir la regularite compor-
R.69
lenient. statique du barrage, leur comparaison aNee les resultals des
calculs de verification demontre in capacile de ces derniers de recoils-
truire les variations de coulraintes el de position constalees sur le
barrage en atteignant un accord lres remarquable avec les releves.
SUMMARY.
This paper reports on the results of a theoretical and experimental
investigation carried out on the Isolate, dain (a double curvature arch
dam) in the occurrence of a complete drainage of the reservoir followed
by filling up again.
In particular, sonic of the results issuing front local measurements
of strains and deflections are reported, and compared with the results
of a check calculation by Tine's method.
The results of measurements put in evidence the regularity of the
statical behaviour of the dam; their comparison with the issuances of
check calculations shows that it was possible by such calculation to eva-
luate stresses and displacements reaching a very remarkable agreement
with experimental data.
Extrail du Sisieme Cungres des Grands Barrages
New York, 1958.
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PAR IS. ? IMPRIMER IE GAUTHIER-V ILLARS
Qua! des Grands-Auguslins, 55.
152903-58
Imprime en France.
?
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondlale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.70
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
AMENAGEMENIS HYDROELECTRIOUES
OU GROUPE EDISON-MILAN
(ITALIE)
tPREUVE
Reproduction interdite
L'EVALUATION DU COEFFICIENT
DE CONDUCTIBILITE THERMIQUE
DANS LE BARRAGE DE MORASCO (*).
SERVICE CONSTRUCTION AMENAGEMENTS HYDROELECTRIQUES
DU GROUPE EDISON-MILAN (,)
Le barrage de Morasco (2), realise stir le Gries, affluent du Toce
(Haute Val (l'Ossola, Alpes italiennes), cree un reservoir de regula-
risation annuelle de la capacite de 17,65.1o6 ma, dont la retenue
maximum Sc trouve A la cote 1315,77.
Il esi du type poids, legerement argue en plan. Ses dimensions prin-
cipales s'enoncent comme suit :
Hauteur tnaminuin au-dessus du ra:her de fondation (in,
Rayon de courbure (ni) .
Longiienr en crate (in)
Cube de l'ous rage (in3).
(*) Evaluation of the conductivity coefficient in the Morasco Darn.
(1) Cc rapport a ete redige par lc Service Construction Amenagements Hydro-
electricpies du Groupe Edison, dirige par M Claudio Marcella Ingenieur-Conseil,
avec la participation parlicuRre de M Silvio Spagnoletti, Chef de la Section
Observation des Barrages, Ingenicur civil, et de M Vincenzo Morelli. Ing6nicur
civil
(') Cc barrage a e.le projele et construil par le Service Construction Aniena-
gements hydroelectriques de la Societa Edison. sous la direction de Al Claudio
Marcello, Ingenieur-Conseil. Periode de construction . 1936- ig4o.
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II dispose d'un equipement thermometrique satisfaisant qui a permis
d'effectuer des observations regulieres remontant A 1938.
Les mesures effectudes l'aide de ces therinometres regardent les
temperatures du beton, de l'air, de Yearn du reservoir at du terrain
sur la rive droite.
et un autre A la cote 1773 sur le parement aval, qui mesurent respec-
tivement la temperature de l'eau at celle de l'air (fig. 1);
d. un thermographe enregistreur de la temperature de l'air;
11605 771
III
Le barrage de Aloraseo sur le Odes, affluent du 'Nee
(Haute Val d'Ossola, Alpes italiennes).
llorasco Dam on river Gries, tributary of river Toce
(Upper Ossola Valley, Italian Alps).
,11716_001
I. ? DISPOSITION DES THERAIOMETRES.
Les installations de mesure ci-dessus comprennent :
a. treize thermometres electriques A resistance magonnes dans le
massif du barrage, dans la zone comprise entre les joints 15 at 16 et
en trois ranges respectivement situdes A la cote 1772,00, A la
cote 1788,00 et A la cote 18o5,77 (fig. 1);
b. quatre thermometres electriques situes a l'interieur du revete-
ment aval, aux cotes respectives 1799,00, 1798,50, 18o5,2o et 1815,20
et quatre stations de thermometres A mercure situdes aux cotes respec-
tives 1776,00, 1788,00, 18o5,00, 1815,8o, qui relevant les temperatures
du parement aval (fig. 2);
c. un thermometre electrique 5 la cote 1776,00 sur le parement amont
Fig. 1.
Thermometres electriques.
Location of electrical thermometers.
e. une station gothermographique equipee de trois thermometres
dont deux enregistrent les temperatures de la roche sur la rive gauche
A I et 2 in de profondeur et le troisieme in temperature correspondante
de l'air.
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R.70 ? 4 ?
La lecture des temperatures indiquees par les thermontetres elec-
triques dans le massif du barrage est ellectuee it l'aide d'une centrale
electrique tous les jours A S h. 11 est procede simullanement aux mesures
y (1816 80).
? (18*5_19..).
metre A mercure S m au-dessous du plan d'eau en un poin1 du lac-
reservoir Mine it tine vingtaine de metres du parement et des berges.
Les donnees elaborees aux fins de la presente etude regardent la
periode Ier janvier 19i., au I decembre 1951. La dale initiate a
ete choisie en consideration du fail que le developpemenl de In chaleur
de prise s'est avert', entierement epuise it Fepoque susdite el que de
cc fail l'elaboralion des donnees relatives it celle periode rellele dice-
tivement le comportement thermique de la structure sous l'effet du
settl ryllune saisonnier.
On a elTectue les moyennes decadaires des temperatures journalieres
pour chaque thertnometre et l'on a determine Vann& moyenne-type
en adoplant, pour chaque decade, la moyenne des dix decades corres-
pondanles (").
Le diagramme de ces valeurs etabli dans un systeme cartesien temps-
temperatures a permis d'obtenir des courbes sur lesquelles s'est basee
l'elude de in transmission de la chaleur d'un point, it l'aulre de la
structure (fig. 3).
y (1779.00)
Fig.
Emplacement des thermometres electriques et it mereure stir le
(a) Thermomelres electriques
(b) Thermornetres it mereure
Location of electrical thermometers
and mercury thermometers on the downstream facing
(a) Location of electrical thermometers
(b) Location of mercury thermometers.
parement aval.
-- FNALCATION DC COEFFICIENT
DE coNDucTIBILIT2.
Les melhodes employees pour identifier le coefficient de conduc-
tibiae stir la base des donnees d'observations sofa nombreuses et
eposent toutes sur l'equation de Fourier concernant la transmission
de la chaleur dans un milieu homogene eL isoirope. L'application de
l'etude susdite s'aend A bolts les procedes de calcul connus jusqu'it
present, dont elle met en evidence les caracleristiques et compare les
resultats.
I. Apputwriox DES FORMI4I,ES DC RftGINIE NON STATIONNAIRE.
A titre d'orientation preliminaire, on a applique l'equalion A la
transmission it travers un mur d'epaisseur Manic, sur la face libre duquel
la temperature varierait suivant une loi sinusoidale aulotir de la valeur
moyenne Celle equation s'expritne, nous le savons, comme suit :
= = coenteient tramorlissement
e ? = fat t en r tra mortisse tnent.
ci-apres : mesure ulterieure de la temperature de l'air an moyen d'un
thermometre a mercure it maximum et A minimum, situ e A la cote du
couronnement du barrage et, it proximite du barrage susdit, deuxieme
mesure de la temperature de l'eau moyennant immersion d'un thermo-
(3) Dans cette elude les courbes relatives aux diverses annees montrent une
difference extremement faible aussi bleu pour l'amplitude que pour le dephasage.
Donc, au lieu de se referer it chaque inutile de la decade, on a juge suffisant de
Sc referer it l'annee moyetme.
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50-Yr 2014/04/14 ? CIA RDP81 01043Ron-2nn19nnn1 R
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06 Imiz X X
I CT 41 =MI tr
x Int=
Aimee moyenne pendant la p6riode I o 1,1
Diagrannnes des temp6ratures moyennes
decadaires aux thermomi.tres 61ectriques
A /,erage year of the decade I 9
Diagrams of 11w average temperature per decade as from electrical thermometers.
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R.70
L'equation susdite a ete'surtout employee pour In pantie inferieure
de l'ouvrage.
Pour la partie mediane et la par. ie supaieure, on a en recours
l'equation relative A la transmission de In chaleur dans un mur d'epais-
seur finie, conformement Ti l'expression
= %./t? co-( ? am; 1g I ?
valable au cas oh les temperatures sur les surfaces limitani le mur sont
des fonctions sinusoidales de In meme periode et de la metne phase ()
Aloyennant application des equations (1) et (2), on a effectue un
premier calcul approximatif, compte tenit des donnees suivantes :
= ; cal in.11 -C. e? = o. Pt cal kg. -1. ?? = in kg in
Sur la base des donnees susdites, on a obtenu les valeurs de la tempe-
rature aux points controles par les thermometres, valcurs qui mit ete
comparees avec celles qui oat etc"! tirees experimentalement des din-
grammes relatifs ala periode decennale consideree. Les resullats atteints
sont groupes dans le Tableau 1.
TABLEtl. I.
Thermo-
mare
cool.
de
condue.
kinplitude Deplia.age
vale observ. rale. (lb-cry.
Cote 1 8o;.77.
1'01 mule aduptLe
pour
it propagation
de It eltaleui
1-)
too to
9" 2i) ii io- Titi
Epaisseur
1:;
i
15 5o
15 .ita to- ;0
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Cote 1 788 .eo
31.)
I Go 58 710
I.paisseur
2 7.) SS So
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Ii ; II) 1-)? it)
1,011 I7". 00.
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mimic
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t. IT
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11)11 711-191)
infinie
22
; 8: 85-12o
G.
3
ri 87
I I Is to? 'it)
(4) M. RITTER, Temperaturverlauf wad Warmespannungen in Mattern bet ascii-
lierenden Aussentemperaturen (Memoires de l'Association Internationale des Pants
et Charpentes, m913-19i4); Alfredo STLCKI et Maurice DrNoN, Probletnes
thermiones poses par la construction tie barrages-reservoirs.
?9---.
R.70
L'examen de ces donnees permet les conclusions suivantes :
a. Pour %. 3, nous m ons un accord satisfaisant entre les thermo-
metres des deux cotes les plus elevecs (1805,77 et 1788,00) pour lesquelles
recall entre les temperatures experimentales est inferieur a to C.
CeL accord subsiste, bien que moms marque, pour les thermometres
de la cote I 772,00 voisins du parement aval; les temperatures calculees
pour le T et le T, soft. superieures mix temperatures mesurees, de sorte
qu'on pent prevoir, dans celle zone, un coefficient legerement inferieur
A In r, Vers l'amont, il est necessaire de prendre pour i.
In valeur S si l'on vent obtenir des resultats comparables aux resultats
experimentaux.
b. L'augmentalion de valeur du coefficient pour les points proches
du paremenl amonl nous amene fu penser que les impregnations Wean
qui humectent le beton et en accroissent la conductibilite ne sont pas
etrang,eres an phenomene. It est reeonnu en effet que le comportment
thermique (run terrain () est lres different suivant que cc terrain est
sec on 'winkle; In conduclibilite thermique pent atteindre, dans les
conditions humides, des valeurs deux on trois lois plus grandes que
celles qu'elle malt A Vela sec.
2. Aprt.tc.vrioN 1..k Sf:RIE Foummt.
Les resultats precedemmeni obtenus soni bases sun deux hypotheses,
fi savon- : to que l'allure moyenne dg la temperature all. un caractere
periodique sinusoidal; o que les temperatures sun les parements soient
en phase entre elks.
De ccs hypotheses, eependant, seule la premiere trouve sa confir-
mation, hien qu'avec tine cerLaine approximation dans la realite (perio-
(licite des evenements thermiques).
Nous avons done applique mix donnees experimentales le develop-
pement en serie de Fourier, qui permet, comme nous savons, In repre-
sentation sous forme sinusoidale de n'importe quelle fonction perio-
dique. Le developpement en question nous amene iTt representer la
fonction periodique par tine equation du type suivant :
; ct= hi 1)-.) cos .c III .I?(. ) .1 ,
on
on a poser
I etant le temps ,gentiral et lc la perio(Ie),
Ill -I-
tg
o? Pp represente in demi-amplitude d'oscillation et In phase. La (.0
CARSLAW and J.ktccu, conduction of heal in solids, chap II, p. 28, Ed. Oxford.
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fltl
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petit s'eerire egalement sous la forme
= -r- U!rill (.1' -4- ) .zu, ) ...
La fonction 0 sin (x dont la periode T est gale A celle du
phenomene, prend le nom d'harmonique fondatnental ou premier
harmonique, tandis qu'on donne aux fonctions successives le nom
de deuxieme harmonique, troisiemc harmonique, etc.
E'videmmenl, en ecrivant (3') nous pouvons nous arreler un terme
quelconque developpement, suivant rapproximation qu'on vent
atteindre et du plus ou moms de regularite de in fonction susdite.
Ceci pose, le calcul a proc? en appliquant in methode de in super-
position des effels, autrement dit en considerani separement les deux
ondcs provenant d'amont et d'aval, qui Sc propagent suivant In loi
representee par la (2).
On calcule pour chaquc point les deux sinusoldes representant reffet
sopare de in variation thermique d'amont et d'aval, et on les compose;
in sinusohle resultante represente Failure moyenne de in temperature
en cc point. On a done suppose quc in propagation a lieu pour Line
valeur de 3cal/m.h.0C dans un beton ayant un poids specifique
egal A 2 floo kg/m3 et tine chaleur specifique C = 0,2i cal/kg.oC.
Le procede expos? Moe appliqu?ux Irois sections examinees, en
considerant comme ondes provenant d'aval eL d'amont celles qui
rcgardent les deux thermometres extremes de chaque section.
On a ensuite calcule les fonclions resultant de In composition des
deux courbes des deux thermometres extremes, par rexpression
suivante :
(I ? (I
-I- 0, e?A., stn t ? .e I
(/
t , ? .
4-- 0', c
dont les extremites concernent le T, (thermometres d'aval)
27:
Si nous exprimons jours, nous avons = ? = 0,0172; on a
donc trouve, suivant les variations de 1, les valeurs de la temperature
correspondant an io, au 20 et au 3o de chaque mois, valeurs qui out
CLC traduites en graphique en mettle temps que les courbes experi-
mentales (fig. 4).
Aux cotes 1805,77 et 1788,00, le bon accord entre les courbes expe-
rimentales el les courbes calculees confirme in valeur de ---- 3.
Par conlre, A la cote 1772,00, on a term comple, dans retablissement
de la valcur it adopter pour de raugmentation que le coefficient
subiL dans in zone amonl, suivant cc qui a ete observe d'apres les
resultats precedents. On a par consequent suppose que ronde ther-
mique provenant de T, d'amont se propage avec tin coefficient = 5,
tandis que celle qui provient d'aval, T correspond it = 3.
Les resultals oblenus sont tres satisfaisants pour le T, et le T, et
? 11 ?
R.70
justifient les deux valetas prises pour Pour le T. el lc T.,, recart
entre courbe calculee et courbe experimentale est plus sensible; on a
dont: procede it un calcul ulterieur en prenant 3 pour les deux ?tides;
T
s?
I.
4.
1
1
I 1 I
11_
I II II I 1:17 I 11 VII 131 IS r-Z4117391
a. ---rirn.ra. lor:vff,ar= .7=-- -
6
2.1
.1 I
tsr
a
Ti
12.
104
! n ,1
I
al
I I Tr/ I
6.1
I
,
_
V VI PEI VII I EC xn'1xaI
Fig. 4
Comparaisou entre les temperatures mesurees (a) et les temperatures calculees (b).
Comparison between the measured (a) and calculated (b) temperature.
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In courbe qu'on obtient coIncide cependant approximativement avec
In precedente. Cela est probablement dfi l 1;1 distance qui separe ces
deux thermometres do parement amont, de sorte que
de l'onde provenant du T, ne determine pratiquement que des varia-
tions insensibles de l'augmentation du coefficient de n 1 dans le
diagramme resultant.
On petit enfin abler que pour les thermometres T. el T. les tempe-
ratures calculees soot toujours inferieures aux temperatures observees;
cela nous amenerail it suppose!' l'existence, dans cc barrage, d'une
deuxieme source de chaleur independamment du milieu exterieur qui
s'identifie avec le terrain stir lequel le barrage se trouve implante.
Les result:its exposes confirment Ia valeur de cette source de chaleur
supplementaire et son augmentation cote amont.
L'accord entre les resultats experimentaux et les resultats calcules
indique (pie la methode susdite est conseillable dimple fois qu'on Neut.
calculer, connaissant les temperatures des paremeitts et la valeur de
les temperatures a l'interieur du barrage.
3. .1\1f:TitonE onmonQi.:E.
I,a propagation thermique dans un inur d'epaisseur fink aux extre-
miles chaplet la temperature OSCIIIC suivant tine loi sinusoIdale petit
etre etudiee par In methode graphique indiquee par Hourgin (') (fig. 1).
La propagation a ete examinee n In cote 17'78,00 n travel's l'epaisseur
d == lo,00 m, comprise entre le T; et le T, suivant les donnees
ci-apres :
I. it I cal g 7 = itto In, 'I = 8 7ott
= = ; cnl in h " :
Les equations oblenues en developpant In Serie de Fourier s'ecrivent
comme suit. :
I - =i --i ()/ j" I 1),8 ..11) 11)7"0 I
-1- 11 I CI %)))I ; 4.1 .17II /7 4/. I HI 4./ I )0" A7 )
-1- 1)67 ..1111 I ()I" /0 I
T,.,= rI ?; it, -in %to I ----. ?111( cot
On a considere en premier lieu la propagation de l'onde T7 de l'amont
vers Yawl; le parement aval est done considere comme ayant one
temperature constante L'effet de cette propagation an point controle
par le T8, dont l'abscisse, calculee par rapport an parement aval, sur
tine longueur de 19,8o in, est evaluee comme suit.
On cherche stir rechelle des epaisseurs Ia valeur de I2,So et en corres-
pondance, sur l'echelle des phases, l'angle de 1790 '18' eL Ia alcur
de II,-;o stir In spirale. En correspondance de In valeur = io,/o de
1 echelle des epaisseurs, nous trouverons l'angle de 27o0 stir Fechelle des
.1. BoeltGIN, Cows (le cairn( des barrages, Ed Eyrolles.
? 13 ?
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phases et le rayon i6 stir la spirale. Celle derniere valeur represente
egalement fechelle des amplitudes. Nous aurons par consequent. dans
le T8, par eget du premier harmonique do f.; qui a l'amplitude de 1,79,
['amplitude suivante :
I
41= -? - 11.7o =
et, par effet des harmoniques suceessifs :
02= 0 168, = 0, = 0 I/ ()I 1
cc qui coIncide presque exactement avec les valeurs donnees par ie
calcul, c'est-A-dire
lii =().37.U., =
i68 tj = tj = '.')ii 4. = 1).11j -)
Le dephasage de ces veeleurs par rapport aux vecleurs correspon-
dants du 17 est donne, pour la (12), par
= 17))? j8' =4,0-12
cc qui coYncide avec les calculs.
Considerons mainlenant la propagation de fonde du To de I'mat
vers et par consequent. le parement amont est considere A
temperature constitute. Nous avons done, pour le T? i = 6,10; en
regard, nous trouvons dans le diagramme la valeur 2,125 du module
do vecteur CL l'angle 890 36' stir l'echelle des phases. De cc fait, en
vertu du premier harmonique do Tto, ayanl tine amplitude de 7,1o,
nous avons le module suivant :
0', = 1L'
56
I = o iS ii 0; =
D'autre part nous avons, pour lc dephasage :
= ;6 =180" ?
valeurs coIncidani avec le calcul.
Pour IC T9, on procede lres rapidement grace aux donnees Lrouvees
pour le Ts, mais ii faui lenir comple do fail que cc thermometre se
trouve A 12,8o in du T7 et A 6,10 in du T.
4. DIITEDMI:sATION DIRI CTE DU COEFFICIENT DE CONDUCTIBILITf:
THERMIQUE.
Par les procedes exposes plus haut, la valeur du coefficient de conduc-
tibiae thermique du beton a die obtenue indirectement, c'est-A-dire
en verifiant., pour one valeur prealablement fix6e du coefficient susdil,
Si les caracteristiques de l'oscillation thermique se rapprochaient de
celles dc l'oscillation reelle, relevee A l'aide des therinometres.
Celle maniere de proceder a mis en lumiere la valeur du coefficient
? 13 ?
R.70
de conductibilile stiseeptible d'etre consideree comme la plus probable.
II ne reste done qu'a elleettier tine recherche directe, basee stir les
donnees des obserNations disponibles, et Lacher d'oblenir tine confir-
mation des resullats indireetement ?Menus A cet effel, on a suivi le
procede expose par Contessini (
En examinant encore l'equalion
-
qui regil la propagation, dans on demi-espace indefini, (rune wide
thermique d'amplitude I,,, et de phase z -- nous considererons deux
points respeetivement sillies aux profondeurs /, el /2 par rapport A
la surface-11mile du demi-espace oil la temperature N'aric suivant one
loi sinusoIdale, et repondant aux conditions suivantes :
au point d'abscisse : 11, sin (,..1
au point d'abscisse /2 : 112 sin (,91 z2).
Appliquons In ( ,) A feehange de chaleur entre ces deux points :
? ,, 0 -Hu
(foil nous ()Memo's
I I I
6
I loge
Les deux \ aleurs de k oblenues par comparaison entre les phases
el entre les amplitudes devraient etre- evidemment egales; mais cela
n'arrive generalement pas, par suite de la presence des indices 11 ciz
dislinguant respectivement ces deux valeurs.
La valeur trouvee pour K nous donne, par deduction :
-
-
eat iii It,)
Z I
Ccs fortuities, appliquees ii difierentes paires de thermometres, out
permis de resoudre le probleme de la recherche direele du coefficient
Les amplitudes el les phases auxquelles ii est necessaire de Sc rapporter
pour l'applicalion des formules susdiles ne peuvent. cepentlant pas etre
cellcs qui Sc rapportenl A la sinusoide moyenne de In periode decennale
examinee.
D'aulre part, la recherche s'avereraiL inutilement penible Si Fon
examinait, pour claque thertnometre, les sinusoides concernant tonics
les periodes de 1 1110iS conseculifs contenues dans In periode deceit-
nale susclite.
L'elude de Contessini, precedeminent cilee, conseille de limiter
(') F. CoNTEssi Sull'anplirazione dale srrie di Fourier allo studio ((elle osser-
vazioni termomeiriche in una diga massirria (En El . sept 191?.)
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l'examen aux sinusoides relatives, pendant des periodes decalees de
trois mois l'une par rapport a l'autre, ces periodes pouvant presenter
des variations appreciables en amplitude el en phase bien plus qu'on
ne lc constate pour les periodes consecutives. Pendant les dix
annees I 9 I t, les periodes de mois consecut ifs decalees de trois mois
Pune par rapport a l'autre sont au nombre de 37, et par consequent.
les fonctions sinusoYdales relatiN es a chaque thermometre soft en
nombre egal; on a done obtenu, pour chaque thermometre, 37 valeurs
de l'amplitude et 37 de In phase; dans ces conditions, les expres-
sions (5), (0) et (7) onto donne, pour chaque paire examinee, 37 valeurs
de I:, el par deduction les valeurs eorrespondantes */..
Les fonctions sinusoidales out resulte de l'elaboration des donnees
experimentales an moyen de l'analyse harmonique suivant Fourier.
L'examen de cette enquete directe nous permet d'avancer les obser-
vations suivantes ?
a. La loi exprimee par requation (I) relathe a la transmission de
In chaleur f travers Un conducteur demi-infini semble veriftee, dans
les Hinges permises par les inevitables erreurs de mesure, pour les
thermometres situes an voisinage du parement aval, qui presentent
des caracteres de regularite et de grande amplitude de variation dans
leurs sinusoides. Par eontre, en cc qui coneerne les thermometres cOle
:Imola, don1 la variation est liniit?et qui ressentent 'Influence alter-
native des temperatures de l'air et de Peau -- causes qui exercent
toute leur influence sur une irregularite plus gran& des sinusoIdes --
les donnees disponibles ne soul pas toutes utilisables et parfois le
nombre de periodes valables pour l'enquete se reduit eonsiderablement.
b. La tendance du coefficient h a l'augmentation n'en est pas moins
confirmee an fur et A .nesure qu'on Sc rapproche du parement amont;
par contre, elle tend a diminuer dans le ens oppose En moyenne, le
coefficient de conductibilite est voisin de In valeur 11.0C.
3. METtiont.; DES DIFFERENCES FINIES.
La methode des differences fillies est conseillable lorsque les tempe-
ratures sur les surfaces extremes tin moyen conducteur a Pintericur
duquel s'effectue la propagation thermique soul representees par des
fonctions s'eloignant. sensiblement de l'allure periodique.
Par mite methode, repaisseur h etant divistie en n portions Iv, la
temperature de in portion ikni. A 'Instant / + est donne par
0,_,? 0, /// ? )10,
--
oft 0, represenle la temperature du ikm.' intervalle A 'Instant / el
M a Rant la diffusivite. Pour M = 2 nous obtenons la formic
de Schmidt, qui donne in temperature du /I'm" intervalle a "'instant
/ L comme moyenne de In temperature A l'instant I des intervalles
con tights.
- 17 ?
R.70
II a ele remarque (^) (plc in maim& lepond mieux aux exigences
de in realite si nous posons que la temperature du intervalle
l'instant I + esi proportionnelle a In difference moyenne de tempe-
rature entre Pinstant initial et 'Instant final de l'intervalle .1/, au lieu
d'?e uniquement proportionnelle a 1.1 difference initiale de tempe-
rature entre inter \ :tiles contigus Nous ()Mellow, par consequent
II)
OIL
I),
0/ I I')
_ _ .
11 ?1
On a en outre observe qu'il petit etre opportun d'adopter des \ aleurs
de M variables, de maniere a rendre in formic plus aisee a adapter
aux variations de temperature et de diffusk Re qui Sc presentent dans
in realite.
L'application it in presente etude a ete faite pour In cote 1788,00
en subdivisant l'epaisseur de 19,2o en six intervalles .1, de 3,9.0 m
chacun, et en posant 7./.0 h. Trois valeurs differentes de M ont
ete adoptees, suivant les trois valeurs de r. obtenues pour celle cote
par in recherche directe, ci precisement pour les deux premiers
intervalles, r. = 3 pour les deux portions centrales et 2 pour les
deux dernieres portions.
En vue de l'execution des eaten's, on a tentt comple pour tons les
mois examines des temperatures 00 el 0- aux extremites de l'intervalle,
tirees des diagramtnes du T.; et du T,o, ainsi que des temperatures de
chaque portion, sur le plan median, pour
Les resultats sont donnes par le Tableau 2.
Alt1 r 1/41 -2
j 80
5?
; ;4)
; ;5
; 5o
; ;.6o
'447-, 1481'
44 >4)
5 5)
5 OS
i?7"
75
i? '5
1,11
)
7,00
,.0)
ki
1,38
6,31
8,20
9 50
9)8')
9,07
7,11
MATTAHOLO. La Irasmissione del calore stile grandi dighe (En El, No. 5, 195 '1).
I) 95
1.,5
j,so
7
ti .lo
1).78
13
It.
7,7;
;
1-)
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R.70 -- IS ?
6. NIErttom. rri.s ro\.--11oNs INY1 1 1:.
Cei tt? methode tie 1.1 eote 1-,-$S, en vue de permettre
la comparaison i,ntre sc,-1 e: :elui de la methode des differences
fillies. Nous nous M-11.11-1), from er la temperature it In fin
du huitieme rnois anpoInt
.1 It1.,(1
En adopt ant sur la base des temperatures du T10 et T7 on a
obtenu. an point examine. la temprature de 60,ott contre les 50,70
,,btenus par la methode des differences fink's.
Ill.-- CONCLUSIONS ET OBSERVATIONS.
Les conclusions que nous poll\ ons tirer des resultats ()Menus par
les differents procedes pelt\ ent s'enoncer comme suit :
a. la valeur % = 3 cal m. h. 0C adoptee pour lc coefficient de conduc-
tibilite thermique du beton permet d'obtenir des temperatures dont
l'accord avec les donnees ('observation s'avere satisfaisant en cc qui
regarde l'amplitude des oscillations comme en cc qui concerne les
dephasages. Cela est surtout valable pour les epaisseurs moindres du
barrage;
b. it proximite du parement amont, on constate une augmentation
du coefficient allant de 3 a 5; celle augmentation est plus sensible aux
cotes inferieures, toujours en eau, et diminue aux cotes les plus elevees.
Cette constatation, nous l'avons deja dii, suggererait l'hypothese d'un
accroissement de conduction dft a 'Impregnation Wean du reservoir
dans la zone comprise entre le parement amont et la ligne des drains;
c. la formule de la propagation de In chaleur i Lravers les corps
d'epaisseur interprele bien lc phenomene thermique pour
les points proches des parements et a travers les epaisseurs plus consi-
derobles; ii est par contre opportun, pour les autres points, de considerer
la formule de la propagation dans l'epaisseur finie, en limilant even-
tuellement l'epaisseur examinee aux portions comprises entre les thermo-
metres intericurs.
Les deux formules en question soul rapides a appliquer et permettent,
an moyen de quelques tentatives, d'identifier la valeur du coefficient
de conductibilite, Landis que la recherche directe effectuee en compa-
rant les amplitudes et les deplacements des palms de thermometres
exige une trop longue elaboration;
d. les procedes de calcul bases sur la methode des differences Ilnies
et des fonctions d'influence soni egalement tres laborieux; us offrent
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R.70
neamnoins mange de sill\ re Pa iipas et en chaque point les varia-
tions thermiques a\ cc (les result:Us sullisamment appropries;
e. les methodes graphiques, conseillables surtout pour les epaisseurs
limitees, ont le merite de In rapidite du resultat et fournissent, entre
certaines Hittites souvent suflisantes, une rapide image du compor-
lenient thermique du barrage.
IV. IWSULTATS OBTENCS POUR D'AUTRES BARRAGES.
Nous exposons ci-apres, par comparaison, les valeurs du coefficient
de conductibilite thermique obtenues pour d'autres barrages; pour
celui de Cignana, on a trouve tine valeur de
S- cd ii h
Au barrage de Sottosella, en representant les temperatures sous
forme de fonction sinusoIdale, on a ()Menu ),00, Landis qtt'en
adoplant la methode amerieaine des pourcentages des composants du
gachage, le resultal a ele ),s. Les observations effecluees sur lc
barrage de Pies e di Cadore out donne tine mo)enne = 2,64, Landis
que la valeur ()Menne no laboratoire a Re de % 3,)o. Pour le barrage
de Forte Buso, recemment construit (9), les premiers resultats, bases
sur l'examen des courbes d'epuisement, an cours do developpement
de In chaleur d'hydratation, out donne tune valeur de comprise
entre 1,'t et ),4.
Pour les barrages de In Dixence et de Mau \ oisin ('"), on a trouve
respectivement les difitisk lies sui \ antes :
, I a=i itDi tii2 h.
auxquelles correspondent des valeurs de
p. I (al to It
= I. et
En general, les autettrs allemamls estiment que le coefficient ). est
inferieur a 2. us donnent, dans tine de leurs communications, une
valeur de %. egale a 1,7 i ("). Pour le barrage de Kninicky, la valeur
de ). a Re trouvee egale a 9,1C,, :dors que pour le barrage de Vranov
on a eu %. ? 1,2 it one profondeur de Sm au-dcssous de la surface du
beton, cc qui a eft'. egalement constale pour le barrage de Bull Run.
(') :\1ATTAnoLo. Inform) at pritm risullati delle misure mu temperatura in un
grande diga in ealecslru::a (IA Tertnolcenica, No. 7, 1951)
(19 Scluveizerische Bauzeitung. 1,03,
(") Beton und Staldbelanbau, \o 10, ig51, 1). 2?6
?
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90
Le tableau suivant recapitule les resultats connus ii co jour :
Bat rage
Cignana...
Sottosella. .
I ere Cadore.
Forte Bust).
Dixence...
31auvotsin .
l.noticky.
\I1II0 V..
Bull lion..
Alorasco...
TAitt.Eat t.
REsumt.
Locilieteat
lIe contlactilaltte
thertnique
(eartn
,
3
11 est question dans eel article de la recherche du coefficient de conduc-
tibiae clans le beton du barrage-poids de Alorasco (Alpes italiennes),
pourvu crun equipment thermometrique.
On a employe plusieurs procedes de calcul parmi les plus count's,
dont on a souligno les caracteristiques et. compare les resultats.
La premiere pantie de l'etude expose tine =Abode indirecte, c'est-
it-dire pose, a priori, line valeur du coefficient et verifie qtte cette valeur
permet dc retrouver des oscillations assez proches de celles qu'on avait
relevees is l'aide des thermometres.
Cette analyse a fait ressortir la valeur la plus probable du coefficient.
On a ensuite procede a tine recherche directe du coefficient en partant
des donnees crobservation et Von a obtenu tine confirmation des resul-
Lats precedents.
On a ainsi pu constater que la valeur de = 3 cal/m. 11.0C donne
tine bonne concordance avec les donnees d'observation aussi hien
pour l'amplitude des oscillations thermiques que pour les dephasages,
et cela surtout pour les parties les moms epaisses.
proximile du parement is l'amont et clans la partie inferieure du
barrage toujours submerge on a constate une augmentation de la
valeur de de 3 jusqu'n 5 cal /m.h.?C.
Ce fait pourrait suggerer l'hypothese clue la plus forte conductibilite
s'expliquerait par in presence de l'eatt d'infiltration dans la region
comprise entre le parement is l'amont et le plan des drainages.
R.70
SUMMARY.
This paper deals with the research of the conductivity coefficient
of concrete in the Nlorasco concrete-gravity dam (Italian Alps), where
a thermometric:11 equipment is pro\ ided.
Several calculation methods among the best-known ones were
employed, developing their individual characteristics and then com-
paring the results.
First, an indirect method is described : namely, the coefficient value
was assumed a priori and checked until the oscillations thus obtained
were sufficiently close to those revealed by thermometers. This ana-
lysis issued the most reliable value of the coefficient.
Further on, a direct research of the coefficient was carried out star-
ling from the instrument readings. which gave a confirmation of the
previous results.
It was thus possible to ascertain that the value of 3 cal/m. h.?C
represents a good approximation to the observed data, with regards
to oscillation width as well as to phase-angle, chiefly for the less thick
sections
Near the upstream facing and in the lower portion of the dam which
is permanently submerged, the value of was found to increase from 3
up to 5 cal /m. h.?C.
This fact suggests the hypothesis that this greater conductivity may
be explained by the presence of seepage water in the space between
the upstream facing and the drainage plan.
Extrait du Sixieme Congres des Growls Barrages.
New York, 1958.
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?
?
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
R.71
QUESTION N? 21
SERVICE CONSTRUCTION
SIXIEME CONGRES AMENAGEMENTS HYDROELECTRIOUES
DES GRANDS BARRAGES DU GROUPE EDISON-MILAN
NEW YORK, 1958 (ITALIE)
PREUVE
Reproduction interdite
LES CONTFtAINTES THERMIQUES
DANS LE BARRAGE DE MORASCO (*).
sl U\ 1(.1: 1.0 \ S 1 !WC! ION A.NIEN \ (;ENIENTS 111'1)110E1.1C riltQc ES
? 1)1 (.1101TE EDISON-M11. \N (1).
La connaissance de la repartition des temperatures dans le massif
d'un barrage - - question qui a fait l'objet de nombreuses etudes ?
serait sterile, quoique interessante, Si elle ne nous amenaiL pas h une
valuation des efforts thermiques.
On salt que In deformation (Fun \ ohmic elementaire derivant d'une
variation de temperature par rapport ? nit dial considere comme exempt
de tension se compose de deux parties : Pune, de nature thermique,
consiste en une dilatation uniforme dans tonics les directions; l'autre,
de nature elastique, est produile par les efforts thermiques.
Pour In determination des deformations elastiques qui s'ajoutent
aux deformations imprimees on admet generalement la possibilite de
satisfaire a l'hypothese de Navier sur la conservation des sections
planes. La ligne de deformation to tale est dorm& par la droite de compen-
(*) The thermal stresses in the Marasco dam
(L) Cc rapport a ete redige par lc Service Construction Amenagements Hydro-
electriques du Groupe Edison, dirige par M. Claudio Marcella Ingenieur-Conseil,
avec la participation particuliere dc M. Silvio Spagnolctli, Chef de la Section
Observation des Barrages, Ingenieur Civil.
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? 6 ?
Tutu I I.
ContratnteA thermiques (bum le plan de lats.
'l'herm(9l .treses an the base plane
10. '2 34 35,
19-1
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Ja. Janvier,
F, Fevrier;
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A, Avril;
Ma, Mai;
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.11, Juillet,
A. Aoal;
S. Seplembre,
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N. Novembre,
1). 1M?embre
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I), December.
R.71
12
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10
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R.71
_ 8 _
sation du diagramme des temperatures et la surface mixtiligne qui en
resulte represente le diagramme des efforts theriniques.
II s'agit maintenant d'etablir pour un barrage quel est raii tiler-
mique initial sans tensions.
Cet ?t devrait correspondre celtii tin beton a In fin de sa prise.
Mais le developpement de la elialeur d'hydratation et sa diverse dissi-
pation dans les zones centrales et dans les zones laterales altere tene-
ment le tableau thermique nalurel qu'on lie parvient pas a definir
avec certitude retat initial exempt de tensions interieures.
Par suite de cette difficult, revaluation des efforts thermiques est
entache.e d'incertiludes.
En cc qui concerne le barrage de Morasco, on a pris convention-
nellement comme ?t thermique (le reference, sans efforts, rant deter-
mine par la temperature moyenne annuelle aux environs de laquelle
oscille In temperature de chaque therinomelre.
Pour chaque mois (le l'annee, on a deduit les differences entre les
temperatures moyennes mensuelles el celles de reference el l'on a
ensuiLe trace les courbes des isodifferenqes. Les etas thermiques relatifs
sont representes par la Table I. On a ensuile obtenti les diagrammes
des temperatures sur lc plan de base pour chaque mois (le l'annee et
trace pour chactin la droile de compensation.
Les ordonnees des diagrammes compenses multipliees par le coeffi-
cient de dilatation ( = 0,00001) et par le module d'elasticitd E du
beton (E = 14o 000 kg/cm2) expriment les efforts thermiques stir le
plan de base. La Table II indique les diagrammes des contraintes
susdites aux differents mois de rannee.
Les contraintes maxima se produisent aux mois de janvier et
et prennent la valeur de 8,5 kg/cm2 sur parement aval el de
3 kg/cm2 au centre du massif.
Dans le cas-limite des temperatures de janvier prises comme refe-
rence, les differences thermiques maxima soft entre ces tempe-
ratures et celles du mois d'aofit. En compensant le diagramme de ces
differences, on obtient sur le parement aval une contrainte de
8,9 x 140 000 x 0,00001 = - 12,5 kg/cm2 el dans le massif du barrage
une contrainte de 2,9 x i4o 000 x 0,0000 i - 1,o6 kg/cm2. Ces
valeurs sont toutefois extremes et fres improbables.
Les contraintes ainsi obtenues soul celles qui agissent sur le plan
vertical. Pour le calcul des contraintes principales, toutefois, ii faut
connaltre les contraintes horizontales et les contraintes de cisaillement.
Pour le calcul de ces contraintes, on applique la th?ic sur les efforts
thermiques des barrages-poids, due A M. Arredi (2).
Parini les elats thermiques consideres par celle theorie, cella qui
se rapproche le plus des etas consideres ci-dessus est represente par
(2) F. Anaran, Le sollecilazioni indotte da variazioni di temperatura mile Wylie
a gravila (Giornale del Geld? Civile, Alum q febbraio-marzo)
_ 9 _ R.71
In figure i? de rexemple V (fig. 1): il est similaire a celui du mois
d'aotit.
En assitnilant le barrage de Moraseo A un triangle dont lc sommet
serail ft in de In base (ouverture de 380, fruit. amont. 10 V), la court-
- 2,1?
\
\ \\ \ \
\ \
-\ \
\ \ \ \
\
\ \ \
\ \ \
\ \ \ \
\ -7\ \ \ \ \
se \ \ \ \
\ \ \
\
\ \
Fig
thennique audit': par rredi
herinal conditions studied try .1 rredi.
guration (les isodifferences thermiques du mois d'aoaL est assez semblable
celle qui est representee par in figure ei exprimee par In fonclion
ci-apres :
/ =./.(
1?,? vos
? 2
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R.71
- 10 ?
ob I represente In difference de temperature;
-
141 I oil'
? = .
Les tensions 7 .7., et - paralleles et normales an rayon vecteur
39'
.13 4* 00797
1. tvi NaIeurs ahsolues.
t NI) \ alcurs ntodulaires.
1) 1(1111 turales 11VCC charge thermique et hydroslatique
t2) Strut In rules avec la settle charge hydroslatique.
(3) calcul \rretli-Stnilh.
t.")) I.alcul I I. M.
tut Essais sur tootl&le
Declassified in Pa - Sanitized Copy Approved for Release
?
21
R.78
13. Des releves structuraux examines dans hi premiere pantie de
eet Le note ont at"! utiliqs, pour in comparaison aNee les releves analy-
liques et exp6riment aux, les observations mitts an plot central XIV
ci atiX deux plots lati,ritu? I V el X l\ relatit es et Ia p6riode
juin I pendani laquelle, cli pi-lama du bassin N'ide, on a cu
tm rankle slockage compla de facon que les dathicements mesures
pour la pt.'riatle pen cat are consalers, avec des bonnes approxi-
mations, comme dus a In settle charge hydrosl?lique. A partir
fo juin to ti jusqu'au I jail\ ier la")) le bassi,' est pratiquemcni
rcstiiL t' loujours avec un stockage maximum, les (Iplaceinents inesures
A la lin de la paiode, a Icor tour, peuvent trO consiar65, avec unc
bonne approximation, slits it la eharrr hydrostatique a A /a charge !her-
augur, inOtie si la construction n'attit pas encore arriv& A sa tempe-
rature minima, cc qui se produira settlement A pen pros vers la moitie
iitt mois de mars.
Les courbes de deflexion structurales out (As ! daerminees avec les
mesures aux 'mantles, pour les plots lat6raux, no tenant pas compte
des (Wplacements de la base de in construction par rapport an rocher
de fondat ion qui, par coat rt., ant pa arc determines en utilisant aussi
les mesures de collimation pour le seal plot. central.
Puisque les bases de in construction par rapport an rocher de fonda-
Hon tie se (ram cut elleethement pas toujours A la meme cote, comme
on avail. fait pothese dans les reeberehes analyliques ci experi-
mentales, au d'interpolations ordinaires on a rapporte.les diverses
valeurs (absolues ott modulaires), compris ou mains les (16'placements
des bases, it la cote con entionnelle 6 /7,io. Les valcurs structurales,
absolues et modulaires sofa rappork"!es, a\ cc les ?aleurs analytiques
el expaimentales dans les prospectus I a, I b, I c et dans les diagrammes
des figures 5 a, 8 b et 8 r.
1-1. Les valeurs absolues des divers thiplacements relatifs au plot XIV
indiquent tine correspondance plus que satisfaisantc entre les courbes
1.1 GI Ni) 017 TIII IiGflE Sb ET Sr
Comparison between the results of analytical and structural research
on the lateral (docks I V and XXIX.
l) Absolute values
(NI) Itelative values
(1) .slructural with thermal and hydrostatic load.
(2) .struetural with hydrostatic load only.
(3) rredi-Stnith analytical method.
(5) Trail load MAW.
(6) ,flodel tests.
50-Yr 2014/04/1.4 r-,1 A in ? -
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R.78
- 92 ?
experimentales et les courbes structurales completes (charge thermique
et charge hydrostatique) jusqu'A environ In cote 675, otant donne qu'au
deli cette cote ii y a des deplacqments plus importants pour les
valeurs structurales. Les valeurs absolues des deplacements A In base
de In construction apparaissent assez concordants aussi. Les tiepin--
cements analytiques, A leur Lour, restillent moms importants que les
structuraux, surtout pour les plus petites valeurs des di:placements
de la base. Si l'on fait abstraction des deplacements de in base, on
remarque, dans l'ensemble, une discrete concordance entre les diverses
evaluations analytiques, experimentales ct structurales (exception
faite pour la seule charge hydrostatique). Parini les divers resultats
ceux qui sont ()Menus avec la Trial Load apparaissent, surtout dans
la zone centrale, superieurs aux resultats structuraux et aux resullals
experimentaux : us soui done representatifs d'un systeme de calcul
plus prudent que les affixes.
En rapport aux valeurs modulaires, en prenant en consideration
le deplacement A la base, au-desAms de in cote GGo on a line concor-
dance satisfaisante entre les valeurs structurales eL experimentales;
par contre, les valeurs analytiques s'en detachent en moms ci parmi
celles-ei, la methode de Ike parait la plus favorable. Au-dessus de
la cote 6Go les valeurs experimentales sont infericures aux valeurs
structurales (tout en gardant le mettle (leveloppement), tandis que les
valeurs analytiques donnent des resultats qui s'en ecartent plus; parmi
ces dernieres les plus favorables apparaissent celles qui sont tirees de
la T. L. M. et de la mothode Arredi-Smith. Les valeurs de In seule
charge hydrostatique se detacheitt, comme precedemment, des affixes.
Dans les valeurs modulaires, sans les deplacements A in base, jusqu'il
In cote 66o on a une concordance pratique entre les valeurs analy-
tiques, experimentales et structurales; au-dessus de cette cote celte
concordance se maintient pour les resullats analytiques et. les structu-
raux (charge hydrostatique scule) qui occupcnt une position inter-
mediaire entre les resullats experimentaux et les resullats structuraux
convicts. Les comparaisons analogues pour le plot. IV et le plot XXIX,
pour les valeurs structurales sont limitees aux comparaisons sans les
deplacements de la base et apparaissent, dans leur ensemble, sails-
faisantes, etant donne qu'on pent repeter les observations dejA VLICS
pour le plot central. On remarque, toutefois, une meillcure adherence
entre les resultats structuraux et ceux de in T. L. M.; enfin, in presque
parfaite concordance des resultats de in inethode Arredi-Smith avec
les cssais structuraux pour in seule charge hydrostatique est tres
significative.
15. Si l'on pease aux differences, plusieurs fois rappelees, entre les
presuppositions A propos des releves analytiques et experimentaux
et les releves structuraux, ii nous parait que les comparaisons dont
nous avons parte peuvent bleu tranquilliser l'ingenieur charge du projet
sur le fondement des moyens de recherche quc, avec le calcul et les
essais sur les modeles, il a A sa disposition. Alin de mellre mieux en
? 23 ? R.78
evidence call: conclusion, dans les tliagrammes de In figure 9, en admet-
lant comme base les valeurs des daplaceinents structuraux this aux
charges thermiques et hydrostatiques, sans les deplacements A la base,
sont rapportes en pourcenlage les ecarls des correspondantes valeurs
analytiques et experimentales. Ces &arts, dans l'ensemble, soul bien
modestes et us alteignent des valeurs d'une certaine importance settle-
ment pour le plot XXIX qui, differemmeni des affixes ne se Lrom e
IV
680?
1105
.0
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'0
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660:
640
6275
15
Fig. 9.
llapports entre les resultats des recherches th(!oriques et structurales.
(I)
(2)
(3)
(
(5)
(6)
Structurales avec charge thermique et hydrostatique.
Structurales avec la settle charge hydrostatique.
Calcul Arredi-Smith
Calcul Tiilkc-Danusso-Oberti
Calcul 'I'. L. M.
Essais sur modi4c.
Ratios of the results of analytical and structural research. Unitary values.
(1) Structural with thermal awl hydrostatic load.
(2) Structural with hydrostatic load only.
(3) itrredi-Smith analytiml method
(4) Thlke-Danasso-Oberti analytical method.
(5) Trial load method.
(6) Model tests.
pas directement en contact avec le rocher, mais avec le tampon qui
barre In partie In plus profonde de la \ranee, oil sans doute s'est cree
une zone de discontinuite et asymetrie.
Les recherches exposees dans celte note out mis en evidence, entre
autres, le fail que malgre existe une entente initiate entre les
operateurs analytiques et experimentaux, les exigences parliculieres
des respectives techniques portent it formuler des resultats qui ne
g
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?
50-Yr 2014/04/14
R.78
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
____ 94 _?
se rapporlenl pas toujours aux meines points caracteristiques, qui A leur
tour ne coincident pas avec les points oil, A cause des necessile:: cons-
truelives dominantes, soul installs les apparel's de mesure. A la suite
de ceIa on a des extrapolations et des interpolations qui tie facilitod
pas les comparaisons dont l'importance demander:tit la recherche d'une
plus inihne cL generale coordination.
It m'est agreable de rappeler et de remercier ici 1'1?genieur H. Rossi-
Leidi et M. E. Piancastelli du Bureau d'laudes de in S. A. I). E. pour
leur collaboration efficace A In redaction de celle note.
RESUME.
Les deplacements releves t l'aide de divers apparel's dans le barrage
de Pieve di Cadore (deplacements structuraux) soul compares avec les
deplacemenls obtentis par les calculs (deplacements analyliques) par
les calculs (deplacements analytiques) ei avec les deplacements tires
des essais sur modeles (deplacements experimentaux).
Ces types de comparaison soul naturellement soulais i plusieurs
reserves, elant donne que in construction se trouve pratiquement dans
des conditions hien diverses, do points de Vt/C milieu et charge, des
conditions qui out ele prises comme base pour les calculs et pour les
essais stir modele. l'oulefois les resultals ()Menus paraisseni satis-
faisants el aples A confirmer la confiance dans les moyens de recherches
theoriques adoptees.
SUMMARY.
The displacements recorded by various instruments in the NM: di
Cadore dam (structural displacements) are compared with those
obtained from the calculation (analytical displacements) and from
in.odel tests (experimental displacements).
These kinds of comparison are clearly subject to some reservations,
in that the structure in reality exists in a quite different situation,
both as regards external conditions and load, from that assumed as
the basis of the calculation and model ',este. Nevertheless the results
oblaines appear to be satisfactory and confirm our faith in the theore-
tical studies adopted.
Extrait du Sixieme Congres des Crawls Barrages.
New York, 1958.
152903-58 Paris. ? Imp. GAUTHIEH-VILLARS, 55, quai des Grands-Auguslins
Imprime en France.
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.79
QUESTION N? 21
C. MARCELL?
(ITALIE)
tPREUVE
Reproduction interdite
ELABORATION DE RELEVES EXPERIMENTAUX
ET APPLICATION
DE METHODES DE CALCUL
CONCERNANT DEUX BARRAGES?VOUTE
CLAUDIO AIMICELLO,
Ingenieur-Conseil,
Directeur du Service Construction,
Amenagements hydroelectriques du Groupe Edison, Milan.
Nous avons dejfi mentionne, lors de In presentation de quatre
Memoires concernant de nouveaux procddes et. appareillages de mesure
des deformations des grands barrages, l'importance decisive de l'aus-
cultation de ccs ouvrages aux fins du progres de la technique s'y
rapportant.
Bien entendu, l'elaboration et l'interpretation des donnees rassem-
bides constitue In conclusion indispensable et fondamentale de l'activite
de mestire.
Les trois Memoires :
R. 67 Analyse des deplaeements de la cle de ('arc de couronnement du
barrage de Santa Giustina, releves pendant les six premieres
annees d'observation;
_
50-Yr 2014/04/14 C.1A-Pflpszi
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R.79
? 2 --
R. 68. Lc cornportement du barrage de Santa Giustina pendant les cing
premieres annees d'observation, compare avec les resullats
de quelques cakuls de verification;
R. 69. Le barrage d'Isolato pendant tine vidange Male et un remplissage
de son reservoir.
exposent justement les resultats dc l'elaboration des donnecs recueillies
sur deux barrages-vonle etudies et construits sous noire direction
par le Service Construction Amenagements Hydrodlectriques du Groupe
Edison de Milan, cL precisement des barrages de Santa Giustina
et d'Isolato. Le barrage de Santa Giustina, realise de 19'16 it 1950, est
du type A simple courburc; avec ses 152,50 in de hauteur, il a ele,
pendant des annees, le plus haul d'Europe. Le barrage d'Isolato, cons-
truit en 1951-1952 est de hauteur moindre (37 in); ii constitue !lean-
moms un exemple typique de barrage-voifte mince A double courbure.
A l'instar de tous les barrages etudies par nos soins, ces deux struc-
tures out ? l'objet, depuis leur construction, d'une serie systematique
cle mesures thermometriques, extensometriques, geodesiques. Les deux
Memoires sur le barrage de Santa Giustina elaborent justement les
resultats des mesurcs effectuees jusqu'en 1957.
Le premier Momoire comprend essentiellement tine elaboration
stalistique destinee A mettre en evidence les caracteristiques des depla-
cements A in chi de l'arc en critic, tels gulls out ete reveles par plus
de six annees de mesurcs quotidiennes de collimation. Le deuxieme
Memoire est tin extrait de l'ensemble des travaux executes en vue de
comparer, dans leur application systematique au barrage de Santa
Giustina, quatre methodes pour le calcul des barrages-voille et d'appre-
cier les resultats de ccs melhodes en regard de ccux des releves effectues
au cours de cinq annees d'observalions sur le barrage.
Le troisieme Memoire concerne enfin le barrage d'Isolato; il donne
le resume des recherches theoriques eL experimentales consacrees A
cet ouvrage A l'occa.sion d'une vidange totale suivie de remplissage du
reservoir, au printemps de 1957. Ccs operations, necessitees par les
reparations it ellectuer A la vidange de fond, oat permis d'etudier lc
barrage sous l'action de variations de retenue exceptionnellement
rapidcs et dlevees.
Par l'execution de ces travaux, nous avons voulu contribuer A l'etude
des barrages-voilte; cette elude nous semble devoir constitucr l'un
des problemes les plus interessants du genie civil moderne, non settle-
ment en consideration des incertitudes de la determination des carac-
teristiques statiques de la structure et de l'identification des causes
susceptibles d'agir sur cette dcrniere, mais aussi par suite des difficulLes
d'ordre mathematique de la question envisage.
Nous tenons it remercier M. Formica, A qui nous avons conflo la
tache d'effectuer les minutieuses recherches dont les resultats soft
partiellement presentes dans les rapports qui vont suivre; il a eflectue,
de concert avec ss collaborateurs, un labeur dont seuls les competents
--- 3 ?
R.79
pourvus d'une longue experience en matiere de barrages peuvent
apprecier exactement la valeur, malgre le secours apporte par l'usage
systetnatique de deux machines A calculer electroniques.
Nous voudrions esp6rer que ces premiers resultats du labeur que
nous avons fail entreprendre resultals qui seront suivis de plusieurs
autres ? pourront etre de quelque utilite it bus les techniciens qui
se consacrent it la construction des barrages.
Extrait du Six fettle Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
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PARIS. ? 1MPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Qual des Grands-Augustins, 55.
152903-58
1
(
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.80
QUESTION N? 21
S. FERRY
ET G. WILLM
(FRANCE)
PREUVE
Reproduction interdite
BARRAGE DE LA GIROTTE.
ETUDE DES MOUVEMENTS DU VERROU ROCHEUX
SUPPORTANT L'OUVRAGE (*).
S. FERRY et G. W1LLM,
Imprime en France. Electricit6 de France, Service de la Production Hydraulique.
I. ? INTRODUCTION.
Le barrage de La Girotte (photographic, fig. z et plan, fig. 2) se (Wye-
loppe sur un verrou glaciaire limitant en partie le lac naturel situd
A plus de i7oo in d'alLitude; sa longueur est d'environ 5oo m; ii est
conslitud par la juxtaposition de 18 vonles appuyees sur des piles
dcarldes de 21 in, et dont la plus haute mesure 3o in hors sol.
Suivant les rapports geologiques (I), le verrou lui-meme est essen-
tiellement forme de schistes cristallins metamorphiques mins et durs,
Innis coupes par de nombreuses fissures; ces schistes Sc prolongent vers
In rive droite par une zone de gra quartziteux triasiques assez laminds
Femplacement de l'ancien deversoir nalurel du lac et, vers rextre-
mile rive droite, A partir de la pile 4 (2), plongent sous les schistes ci
(*) La Girolle Dam. ? Observation of the movements of the rock seal supporting
11w structure.
(1) MM. Gignoux et Morel, 30 octobre 1934; M. Roubaull, 8 decembre 1943.
(2) Numerotage partant de la rive droite comme indique stir la figure 2.
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calcaires du Has avec interposition de cargneules et calcaires dolomi-
tiques. L'ensemble de cc terrain, raffermi et colmate an cours des
epoques geologiques oil le Inc est reste L niveau constant, est sounds,
depuis 1923, a l'effet des mouvements de vidange et de remplissage
tivenient assez lilehe. Ce dispositif comporte actuellement. essentiel-
lenient : Un pendule sur la pile 7 suivi d'un deuxieme pendule sur in
pile 2 et des mesures lopographiques dont le principe a die expose. par
M. Mermin, Ingdnieur topographe Li relectricile de France, dans une
Communication presentee au Symposium ti Rilem sur l'observation
Fig 1.
Barrage de La Girotte.
La Girotte Dam
amplifies a partir de 1948 par la surelevalion due au barrage. Apres
quatre remplissages anterieurs normaux, on a consiale, en 195i, en fin
de remplissage, un accroissement brusque des fuites drainees au pied
de l'ouvrage. Ces fuiLes ont itC ramenees a leur valeur anterieure par
des travaux appropries.
Cet incident a conduit a resserrer un dispositif d'auscultation primi-
Fig 2.
Barrage de La Girotte
Plan de situation.
La GiroIle Dam
Map showing position.
des ouvrages a Lisbonne, en 1953; nous le rappelons brievement
ci-apres :
Le site du lac amt. du type vallee suspendue, ii etait impossible
d'implanter Li l'aval du verrou des points de stationnement permettant
des isdes d'iniersection sur la face aval et le pied du barrage. Seuls
les mouvements de la crete pouvaient done etre observes, a partjr de
reperes situes dans le prolongement du barrage ou Li l'amont. Les
conditions locales CtanL propices, on a adople le procede des mesures
par relevemenl, susceptible d'assurer in precision in plus grande.
Sur chacune des rives out ele scelles deux reperes, Li proximite et a
peu pres au niveau du barrage; ces reperes consideres conune fixes,
soul vises depuis quatre points bien dank du couronnement. Les
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?.1 ?
angles mesures en chacun de ces points permettent. de determiner les
segments eapables correspondants, soit quatre segments dont deux
sont independants, et dont on ne retient que les moms sensibles,
c'est-A-dire les plus pr?s. On y rattache les contreforts voisins par
mesures angulaires, leurs distances et ant connues.
Comme on le voit, les mesures en planimetrie interessent uniquemen
le couronnement du barrage. Cependant, les deux pendules des piles 2
et 7 permettent de reporter A leur pied, c'est-A-dire au terrain lui-meme,
les &placements releves en crete.
Ces mesures planimetriques out ete completees par des inesures
altimetriques. Des reperes de nivellement out ete scelles sur les contre-
forts au couronnement et au pied du barrage, la reference fixe etant
situee sur la rive gauche.
Entin, ii faut citer pour memoire des clinometres dont les socks
ont eta installes exterieurement an pied de In majorite des piles; ces
mesures se sont revelees excessivement tributaires des conditions
locales, et il ne serait possible d'en tenir compte que dans le cas de
mouvements beaucoup plus amples que ceux constates jusqu'A main-
tenant.
11. ? 112SULTATS.
Les figures 3 et 4 donnent respectivement les deformations du barrage
dans un plan horizontal et en altimelrie. Pour ne pas surcharger les
graphiques, nous n'avons porte, par rapport A l'operation origine,
fin mai 1954, que les operations 17 donnant le &placement maximum
vers l'aval en octobre 1956, et 20, donnant le minimum de &pla-
cement au printemps 1957. Pour les deformations en altimetrie, nous
avons donne, par rapport A la mettle origine, les operations 4 du
IS novembre 1954, et 16 du 16 aofit. 1956, qui presenlent rune et
l'autre, des valeurs extremes. Les mesures intermediaires constituent
un faisceau de courbes inclus entre ces extremes et presentant des
allures tout A fait analogues.
Sur ces deux graphiques, on pea faire les conslatations suivantes :
10 L'amplitude maxima obserree en planimetrie entre les mesures 0
du printemps 1954 et 17 de l'autonme 1956, depasse t 5 mm A hauteur
de la pile 9. L'analyse de l'enseinble des resultats non representes stir
la figure 3 montre, du reste, que cc mouvement est grossierement
saisonnier et reversible.
Toutefois, la mesure 0 se singularise par rapport aux suivantes,
car on n'est ensuite jamais revenu h celte position extreme. Cela
petit etre -relie, soit a une campagne d'injections pendant Pete 1954
? dont un des effets aurait ete de repousser le barrage de quelques
millimetres vers l'aval; soit m une vidange exceptionnellement poussee
debut 1954. On \Terra plus loin qu'une analyse plus approfondie con fume
cette singularite.
5
R.80
N?0
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I
7
Deplacements
Mesure no 0
no 17
110 20
Fig. 3.
I3arrage de La Giratte.
horizonlaux amont-uval au
: 31 mai 1954; cote du
: oclobre 1956;
: t3 mai 1957;
sommet des piles.
plan tl'eau, 1645;
1749;
I 67o.
La Girotte Dam.
Horizontal displacement from upstream to downstream
Measurement No. 0 : 31 May 3951; Reservoir
No. 17 ? 24 October 1956; .
No. 20 : 13 May 1937;
at tops of piers.
at El, 1645;
1749;
1670.
11 12 13 14 15 16 17
RG RN RN
?.. . -
I 1 ,
011100r
0
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2
0
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I
1
' I 'Pll
,
I-1-4
Sas 4
Fig. 4
Barrage de La Girotte.
Deplacements verticaux des reperes situes au pied des piles.
Mesure no 0 : 31 mai 1954; cote du plan d'eau, 1645;
no 4 : novembre 1954; ? 1746:
no 16 ? 16 0011t 1956; 0 ? 1730.
La Girolle Dam.
Vertical displacement of benchmarks at foot of piers.
Measurenient No. 0 : 31 May 1954; Reservoir at El., 1645:
No. 4 : ES November t954; ? n 1746.
No. 16 . 16 August 1956; n 1730.
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_ 6 ?
O L'amplitude maxima observee en altimetrie est de l'ordre de mm
vers la rive droite. Ui aussi, les mouvements sont grossierement saison-
niers. Le fait que les reperes de nivellement sont exclusivement rive
gauche entraine evidemment que les mouvements soient plus faibles
de ce c?t& Cependant, des considerations geologiques justiflent 1.1*,?po-
these suivant laquelle la rive gauche serail effecti\ ement plus stable
dans l'absolu,
II existe une similitude tres 'tette de mouvements quand on passe
d'une pile a une autre, c'est pourquoi les conclusions qu'on petit tirer
de l'analyse d'une seule des piles soul qualitativement applicables aux
autres. On a choisi ici de faire porter cette analyse plus particulierement
sur la pile 7, parce que, comme on le volt stir In figure 3, cette pile est
l'une de celles qui accusent les mouvements les plus amities et que, par
ailleurs, en raison de la presence d'un pendule, elle offre le maximum
de renseignements.
La figure 5 donne, en function du temps, et pour les trois
annees 1954, 1955 et 1956, les grandeurs suivantes : mouvements de
la retenue, deplacements releves au sommet de la pile 7, deplacements
au pied de cette meme pile (c'est-a-dire apres deduction des mom c-
ments releves au pendule) et nivelletnent A son pied.
Nous parlerons immediatement, pour ne plus y revenir, des MOON e-
ments en altimetrie : leur aspect cyclique est evident, mais us ne
paraissent lies de facon etroite ni a la saison, ni an remplissage
Le maximum en est effectivement mesure, mais l'allure des courbes
montre qu'on n'en connait pas le minimum. (Les operations topogra-
phiques ne peuvent etre faites au cur de niver en raison de Fennel-
gement.) On ignore done l'amplitude exacte de cc mouvement vertical,
vraisemblablement a peu pres double de ramplitude observee.
Quant aux mouvements en planimelrie, on observera que les depla-
cements au pied representent sensiblement les 4?4 des deplacements
en crete. Par ailleurs, us paraissent lies au cycle de remplissage, les
maxima des deplacements apparaissant avec un retard de l'ordre de
trois semaines sur les epoques des positions extremes du plan (rem!.
Les trois graphiques des figures 6 a 8 permettent de preciser (Tile
question. Sur la figure 6, on a reporte les mouvements releves an pendule
en fonction des mouvements horizontaux en crele. On volt apparaitre
une correlation qui confirme le rapport moyen des amplitudes : 1/i pour
LEGENDE OF TIIE FIGURE 5 -
La Girotte Dam. .
Displacement of pier 7 as a function of time (195i-1555-195w.
(A) Movement of water level.
(B) Horizontal displacement from upstream to downstream at lop of pier.
(C) Horizontal displacement from upstream to downstream at loot of pier
(D) Vertical displacements at foot of pier.
7
1750m
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1700
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1
IMARSIAVRILI MAI IJUIN IJUIL. AOUT SE P-111 OCT.INOV.1 DEC.
Fig. 5.
R.80
Barrage de La Girotte.
Deplacemenls de la pile 7 en fonction du temps (annees )954-1955-1956).
(A) Mouvement du plan Wean.
(B) Deplacements horizontaux amont-aval au sommet de la pile.
(C) Deplacements horizontaux amont-aval an pied de la pile.
(D) Deplacements verticaux au pied de la pile.
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? 8 ?
le basculement de la pile, 3, 4 pour la translation du terrain. Cela
implique que le flechissement propre a la pile sur sa fondation est
dqmportance secondaire vis-a-vis du deplacement du verrou rocheux.
Sur la figure 7. on a reporte les mouvements horizontaux au pied
de l'ouvrage en fonction de la cote du plan d'eau. On constate egalement
que le verrou parait sensible a des charges d'eau assez faibles.
Fig.
Barrage de La Girotte.
Deplacements amont-aval de la pile 7.
Gomparaison entre deplacement total au sommet (abscisses)
et basculement de la pile mesure au pendule (ordonnees).
La Girotte Dam
Displacement from upstream to downstream of pier 7.
Comparison between total displacement at the lop (abscissae)
and deviation of the pier measured with pendulum (ordinates)
La forme cyclique du phenomene est rinse en evidence avec une
hysteresis bien apparente, mais on ne connalt entierement que In branche
montante du cycle, correspondant A la periode d'ete; la partie corres-
pondant A l'hiver n'a Pu etre mesuree.
Le retard des deformations par rapport A la position d'equilibre du
verrou pour la cote simultande du plan d'eau peut etre considere,
A chaque instant, comme proportionnel au deplacement entraind par
la variation du plan d'eau pendant les 20 jours precedant l'instant
consider& Le graphique de la figure 8 a ete etabli en corrigeant les
? 9 ?
R.80
deplacements mesures du retard ainsi calcule. Les deformations appa-
raissent alors comme entierement reversibles depuis la mesure no 3
(debut octobre 1951). l'ar contre, le graphique souligne la position
particuliere, signalee plus haut, des mesures de l'ele ig54.
15mm
Aval t
9+
1954
?---11
+--- ?+
1955
0- - -0
1956
10
5
)9p
/
/ 1'
?
op550
Barrage de La (sirolle.
Di:placement anionl-aval du verrou au pied de la
du plan d'eau. (Deplacement deduit des mesures
au pendule
La Girotte Dam.
Displacement from upstream to downs trewn of rock
function of the reservoir level. The displacement
topographical and pendulum measurements.
pile 7 en fonction de la cote
topographiques et des rnesures
seal at bottom of pier 7, as a
tons calculated on the basis of
Enfin, sur la figure g, on volt, d'une part un profit du barrage et du
verrou suivant In pile 7, et, d'autre part, a une echelle tres amplifiee
dans le sens horizontal, les positions et orientations de la pile, l'origine
(
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Cif
B. SO
etant prise arbitrairetnent a la position 0. Li galement, On n'a port
que les deux defortnees 20 et 17 pour ne pas compliquer le graphique;
les autres defortnees se placent entre 20 et 17, el en accord avec cc
qui a ete dit plus haut, leur prolongement semble concourir approxi-
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15mm.
Aval
a 1954
? 1955
o 1956
? 1957
10
9
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0 ?
1e 4
016
19
5
--0
12
013
0 0.1650
014
20
X 5
015
10
?1
1700
RN
1750
Deplacement arnont-aval an pied de la pile 7 apri.s correction de l'etlet ditli!re
en fonction de la cote du plan d'eau.
La Girotte Dam.
Displacement from upstream to downstream at foot of pier 7
after correction of delayed action of variations of water level.
mativement vers une zone du verrou situee i tine profondeur de io
a too m.
Nous soulignerons alibi, la difference du comporlement des terrains
entre la rive droite (piles 00 a 4) et la rive gauche avec une zone de
transition a hauteur des piles 5 et 6. Celle difference de comportement
- 11 ?
R.80
qui apparail au simple examen de la figure 3, pourrait etre rapprochee
des differences contatees dans In morphologic des terrains.
20 30 40 50m.
RN: 1753,50
_
10 AVAL 20mm.
N?0 N?20N?17
1750
7
-i700
.?
Barrage de La Girotte.
D6placements amont-aval de In pile 7
diqluits des mesures topographiques et des mesures au pendule.
(A) llepere topographique et suspension du pendule.
(B) Table de lecture du pendule.
(C) Galerie (le prise Wean.
La Girotte Dam.
Displacement from upstream to downstream of pier 7,
calculated on heists of topographical and pendaltun measurements.
(A) Topographical be.nchmark and suspension of pendulum.
( B) Scale for reading pendulum.
(C) Intake gallery.
1 ? CONCLUSIONS.
L'observalion topographique du barrage de La Girotte a montre,
tine fois de plus, que la deformabilite du rocher elait relativement.
imporlanle. Au centre du verrou, l'amplitude des mouvements horizon-
laux est de l'ordre du centimetre; Vamplitude des mouvements veal-
caux est sans doule voisine de la moitie de cc chiffre.
Ces mouvements sout reversibles mais non parfailement elasliques.
Les deplacements horizontaux suivent en effet les variations de la
retenue avec un retard de l'ordre de trois semaines, mais le decalage
est bien plus grand pour les mouvements verticaux, qui ole sont vrai-
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- ?
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? l -
semblablenient pas lies A la position (In plan d'eim. II s'agit done d'un
phenomene complexe dialcile A (luckier. On a poise et In possibilitd
d'un gonflement par imbibition du terrain : d'une part. imbibition (le
la paroi ainont du verrou lors de In niontde du plan Wean, d'oii le bascu-
lenient progressif et retarde vers l'aval A cc moment ; d'autre part,
imbibition du sommet du verrou an printemps lors de la fusion de la
neige puis des pluies de printenips (Veld, d'ob le deplacement
vertical constale A cette ?que.
Wine Si ces explications, purement hypothdliques, sont valables,
une partie du deplacemeni reste vraisemblablement due a l'effet direct
de la charge d'eau, eventuellement retardee par un frottement interne
des roches, de caractere visqueux. Nous n'avons pas trouve de procedd
(le calcul suffisamment digne de conflance pour evaluer l'amplitude des
deplacements A attendre de Vella de la charge d'eau pour un module
d'elasticite donne. Nous examinons la possibilitd. d'une etude even-
tuelle sur modele.
RESUME.
;Le Inc naturel de La Girotte, exploite depuis 192 sur une hauteur
Lie so in. a ete sureleve en 19;8 par un barrage a voiltes multiples
haut le 3o in et long de 5oo in, implante sur le verrou rocheux d'origine
glaciah4 qui forme la paroi Nord du lac.
Quelques incidents ont conduit outre l'execution de travaux confor-
tatifs. au resserrement du dispositif d'auscultation en vue de detecter
et d'analyser les mouvements non seulement de Fouvrage, mais aussi
du verrou lui-metne.
Le rapport expose. pour les annees 1954 A 1956, les resultats et
analyse des nomllreuses mesures topographiques et par pendules.
???? Les.. mouventents du verrou ont une amplitude importante : le
tt?aximum. de l'ordre du centimetre. est observe pour la composante
hortzontale au milieu de la longueur du verrou: la composante verticale
tst environ deux lois moindre. Par contre. le barrage lui-meme flechit
cieu sur ses fondations.
Ces tnouvements sont reversibles. mats non parfaitement elastiques :
les deplacements hortzontaux suivent les variations de la retenue. mais
aLec un retard Lie 1 ordre tie trois semaines: les ntouvements verticaux
ut.? paraissent pas hes a la position du plan d'eau.
On est done en presence (run phenornene complexe. dans lequel une
part pourrait etre attribuee A un gontlement par intbibition du terrain
ipar les eaux de ruis.sellement et par les eaux de la retenue) et une
autre part. A l'effet direct de la charge d'eau eventuellement retarde
par un frottement interne des roches.
SUMMARY.
The natural lake of La Gtr0tte has been in operation since IV?. )
as a reservoir at El. zso. In 194S. it was raised by constructing a io in
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?
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high and 50o in long multiple arch dam, set out on the glacial rock
seal which forms the North wall of the lake.
A few incidents lead to developing over and above the strengthening
work proper, the auscultation devices, so as to detect and determine
both the movements of the structure and those of the rock seal itself.
The report gives an account of the results obtained and analyses
the numerous topographical and pendulum measurements carried
from 1951 to 1956.
The movements of the rock seal were considerably extensive : the
maximum, about a centimeter, is noted for the horizontal component
in the center of the length of the rock seal; the vertical component
is about half as long. The dam itself however moves but little on its
foundations.
These movements are reversible but not perfectly elastic : horizontal
displacement follows the variations of the reservoir level, but with
about three weeks' delay; the vertical movements do not appear to
be connected with the position of the water level.
The phonomenon is thus complex and can be attributed partly to
swelling of the ground by soaking through the agencies of runoff and
the water of the reservoir, and partly to the direct thrust of the load
of water, possibly delayed by internal friction of the rock.
Extrail titt Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
5 - r 14/04/14 : ??
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DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEIVIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.81
QUESTION N? 20
H. CHAMAYOU
(FRANCE)
EPREUVE
Reproduction Interdtte
LA SURELEVATION DU BARRAGE DE L'OULE
DANS LES PYRENEES CENTRALES (*).
II. CI IANIAYOU,
Chef du Sen ice de 1.1.?:nergie elearique i Ia S N. C. F.
ISTORIQUE.
En vue d'electrifier quelques voles ferrees existantes et d'aulres en
projel, la loi du 17 juillet i9o8 conceclail h ta Compagnie des Chemins
de fer du Midi relablissement el l'exploitalion (rune usine hydro-
eleetrique. Celle usine fut celle d'Eget, dans la vallee d'Aure, mise
en service h la fin de la guerre 191 1-1918.
Le reservoir qui devait, eoncurremmenl d'ailleurs avec d'aulres
derivations agricoles, alimenler eelle usine, rune des premieres haules
chutes realisees en France, ne fut cree qu'apres la guerre, de 1918
h 1924, par In construction du barrage de l'Oule, ouvrage Ciabli i l'aval
d'un marais, vestige (run ancien lac, sur des schisles de bonne qualile.
II s'agissail, Wen entendu, d'un barrage-poids en maconnerie, comme
In plupart des ouvrages de la meme ("Toque. La fiche ci-jointe donne
les caraclerisliques essenlielles de eel ouvrage Ives classique dont il
convient, cependant, de souligner :
- (Atilt entierement conslruit au morlier de chnenl arlificiel;
(*) Heightening of the Dille Darn, Central Pyren4;es mountains, France
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? presentait un masque (1 tain:11611e constitue, suecessivement
vers l'amont, par un enduit gunite arme, tine couche d'asphalle el un
parement en moellons; l'etancheite ()Menne tuit remarquable.
En 1940, la S. N. C. F. envisagea l'augmentation de In capacite
reservoir de l'Oule, perfuse par le volume des apports du bassin versant.
nat urel.
Les difficultes nees de In guerre, In necessite d'affecter A d'autres
travaux d'equipement, les credits dont disposait Itt S. N. C. F. ont
consiclerablement retarcle la mise au point du projet et l'execution
des travaux qui lie commeneerent, avec l'ampleur desirable, qu'en 1917.
Un remplissage convenable, au-dessus de ces voilLes, permetlait
de consumer un socle servant de base a In surelevalion proprement. dile.
L'ensemble, pour etre stable, devait etre complete par un systeme
de tirants (7en principe, par travee de 20 in) ancres sur 15 a ../s) in dc
Tironts
Sul-elevation
DISPOSITIONS TECI-IN IQUES.
Vocite
Sock,
de
reprise
Les etudes preliminaires avaient about i, en 191), A decider de porter
Ii reserve de 6,-; A 16,t; millions de metres cubes. cc qui revenail
passer pour la retenue normale de in cote 1798,90 a in cote IS ili,5o;
la surelevalion de 17010 in qui en resultail representail S S % de In
hauteur initiate au-dessus des fondations.
L'eLude du projel de surelevation a Me faite en liaison avec le bureau
d'etudes Andre Coyne et Jean Bellier.
Trois solutions furent envisages :
a. SURELEVATION PAR APAISSISSEMENT DU PROPIL P1Ii I: %MONT.
Techniquement, c'etait (Tile qui eAt pose le moins de probleines'.
Mais son execution presentait tine diffictille et tine sujetion impor-
lantes :
? la difficulte de s'affranehir des debits de crue taut que l'engrais-
sement n'aurait pas alleint la cote deversoir existant (ii aurait fallu,
soil creer tine derivation provisoire, soil percer dans le barrage existant
tine galerie de vi(Iange);
? la sujetion de se pH\ er totalement ou partiellement du jeu du
reservoir pendant les travaux, d'ob tine mauvaise exploitation des
ressources hydrattliques et tine pate importanle de production a tin
moment oil l'augmentation des besoins du pays interdisait de Sc priver
volontairement cl'une part, Si minime soil-elle, de ,son potentiel ener-
getique.
h. SuntLitvATION rAn covrnEFoirrs ET TIRANTS.
Le croquis ci-apres en donne le principe :
Des contreforls espaces de 20 iii d'axe en axe, de 8 in d'epaisseur
et de 4111 de largeur (dimensions approximatives) etaient adosses an
parement aval existant. us etaient relies, en tete, par tine serie de
Pern lisso
Contrefort
Tirants
Surelevation
\Tonle
Fig. 1.
Cables.
= Heightening
= Arch
Remplissage Concrete filling.
Contrefort = Buttress.
Sock de reprise Plinth of construction joint.
profondeur dans le rocher de fondation et tendus, chacun a i000
environ, depuis lc nouveau couronnemenl.
Celle technique de stabilisation par charges naives avail ele d?
mise en pratique avant. Ia guerre 1939-1915 el elle (Hail ici d'aulant
plus seduisanle qu'elle permettait tine reduction importanle clu volume
de beton a mettre en ceuvre.
Par contre, la difficulte consistait a executer depuis le couronnement
du barrage existant, pour la mise en place des Brants, des forages
R. SI.
nor! ifiPri in PartSanitized Coov Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14 CIA-RDP81-01043R003200120001-8
I.
R.81
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4
de 3o A 70 m de profondeur et de Lou min de diametre, ces forages
etant inclines au meme fruit que le parement amont (1.0 %) et devant
etre executes sans deviation notable.
L'obligation de disposer, pour le chantier de forage, du couron-
nement existant, constituait en outre, une gene assez serieuse pour
Forganisation generale du chantier.
Enfin, au cours des amides 194i-i9i5, oA cette solution fut envi-
sage, il etait pratiquement impossible de se procurer le materiel neces-
saire A sa realisation. On dut done l'abandonner.
C. SURLLEVATION PAH EPAISSISSEMENT DU P1101:1 I. PA li L'AVAL.
Bien moms aleatoire etait la solution qui consistait A epaissir le
profit du barrage existant vers l'aval. Certes, le volume de beton A
mettre en ceuvre etait important (87 Ooo ins), mais on pouvait se
contenter d'un beton A faible dosage en ciment: le probleme de son
approvisionnement n'en etait pas complique; ii lie restait que celui
de In production d'agregats en quantite sullisante.
NIP.THODE DE CALCUL.
Bien entendu, cette solution a aussi ele choisie en raison de ses
avantages en matiere d'exploitation du reservoir existant. II devait
en resulter, pour le calcul de l'ouvrage, une particularite interessante :
II fallait, en are, admettre que le beton d'epaississement pouvait
etre mis en place quel que soit, entre ses anciennes limites, le niveau
de la retenue.
Par mesure de simplification, et aussi parce que cette hypothese
correspondait aux conditions les plus defavorables de travail de
l'ensemble, on a suppose que le plan d'eau serait maintenu A son niveau
ancien maximum (1799,5o) pendant tout le temps de la mise en place
du nouveau beton.
En designant alors symboliquement par I, II, III el IV, les etas
de contraintes correspondant aux quatre schemas ci-contre, Petal
final F potwait etre ecrit, avec les symboles adoptes .
(F)= Ill) -I- (IV).
les contraintes finales &oant la somme des contraintes correspondant
A chaque Mat envisage, scion l'addition symbolique ci-dessus.
On avail., en effet, chronologiquement :
10 surelevation de l'ouvrage, l'ancien barrage etanl plein, cc qui
donne Vella (I) -I- (II);
o vidange de la retenue ancienne, cc qui donne l'etat :
( I ? (Ill)
?5-
30 rernplissage de In nouvelle retenue, cc qui donne, CU fill :
f I f II ( III )-4.- (IV). c'ect (Fl.
1799. So
Barrage ancien plein Barrage sureileve vide
(aclion cM //eau) (action du poids)
1817. So
Barrage sure' let4
h., 1799,50
(action de Peati)
I. Barrage
II. Barrage
III. Barrage
IV. Barrage
Barrage sure"IeW
plein
(action de l'eau)
Fig. 2.
ancien, plein (action de real))
sureleve, vide (action du poids).
sureleve ii 799,5o (action de l'eau).
sur6leve picin (action de l'eati).
I. Old dam, reservoir full (action of water).
II Heightened dam, reservoir empty (action of gravity).
III. Heightened dam Water level : 1799 5o (action of water)
IV heightened dam, reservoir lull (action of water).
R.81.
Les calculs conduits par les methodes de In resistance des inateriaux.
avec, pour les cisaillements, l'hypothese d'une repartition parabolique,
ont fait. apparaItre l'existence d'une discontinuite dans les contraintes
entre les points de l'ancien ouvrage infthiment voisins de son parement
aval et ceux voisins de cc meme parement, mais situes dans le nouveau
massif, le graphique indignant que le nouveau massif travaillail clans
des conditions plus favorables que rancien barrage.
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R.81 ?6-
11 en resultail des efforts de liaison entre l'ancien el le nouveau
massif en lout point de la surface du parement rival et, notamment,
un cisaillement dont la valeur maximum etait de 2,5 kg/cm2.
D'autre part, au pied du parement amont, la compression, barrage
0
44411*
2 verins de i507;
Fig. 3
Deux verb's de 15.2 t
Two 150 I jacks
plein, que 3,15 kg/cm.2 pour une charge hydrostalique de
5 kg/cm2. La condition de Maurice Levy n'etait done plus satisfaile
qu'aux 3/5e.
Cependant, les contrainles de compression les plus importantes
restaient inferieures a 12 kg/cm2, done bien modestes au regard de la
resistance du maloriau mis en ceuvre taut dans le barrage existant
que dans le nouveau massif.
Celle question du cisaillement de contact a cependant paru assez
-- 7 ?
R.81.
preoccupante pour qu'on inslitutat une serie d'experiences sur l'adhe-
rence beton-rocher; ces experiences, menees par le S. T. G. B. (I),
oat montre que l'adherence entre le beton nouveau et le parement
de 'unctions de granit, serail suMsante pour s'opposer a cette contrainte
en toute securite.
Ces essais out consist A appliquer un effort dans le plan du contact
d'une plaque de beton et (rune paroi rocheuse sensiblement plane mais
presentant, bien entendu, des asperites (voir schema ci-contre).
Ces plaques de beton maient les dimensions suivantes :
longueur, 2,00:
largeur, ',cm;
epaisseur, o, O.
L'effort elan demand( a deux verins de i5o t, places comme l'indique
In figure ? et montes sur In mettle pompe ? us exergaient ainsi le
meme effort.
La surface de contact mesurait 1,25 de haul el 1,00 de large. On a
trouve clue In contrainte, capable de vaincre l'adherence du beton au
rocher, variait de 4 A i? kg.cml-', In dispersion s'expliquant par la diver-
site de nature des parois de contact.
Neamnoins, ces contraintes etaient toutes tres superieures a celles
determinees par le calcul pour le barrage.
Neamnoins, le Service du ContrOle a estime qu'il convenait de
reduire cet effort en Militant le Di \ eau de l'eau dans la retenue pendant
Ic betonnage.
II va sans dire que mise ainsi a Vabri de toute surprise, l'execution
ne devait rencontrer, sur le plan technique, aucune difficulte importante.
QUELQUES RENSE IGNEMENTS SUR L'EXE'CUT ION.
ff,TANCHEITE.
Le rocher de fondation a ele traite par forages et injections de maniere
ii constituer un voile etanche dans le prolongement du parafouille amont
du barrage existant.
Le masque de cc barrage a subi, sans modification, l'epreuve de la
surpression qui lui a ele imposee (i8 in d'eau)
La surelevation lie comporte pas de masque : on s'est contente de
doser le beton a 3oo kg de ciment par metre cube sur 3 m d'epaisseur.
BiLTON DE :1IASSE.
La composition definitive du beton mis en place a ate la suivante .
Sable ko-5 nun ) 11
1300
(wavier I 20-j5 mrn )111
370
(743-1 )o min I
353
ennent ( kg ?
1;5
Eau (1).
I 5o
(,) Service technique des Grands Barrages alors a Mauriac.
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R.81
? 8 ?
CADENCE DE DET0NN1GE.
Le betonnage a ete realise en. trois campagnes et les volumes mis en
place out ete les suivants :
. 10 'am III'
19 tit . 'too .?
000
ToTtl .
000 III
En definitive, les caracteristiques du nouvel ouvrage son. celles qui
figurent. page 9.
CONCLUSION.
La surelevation du barrage de l'Oule tette qu'elle a CLC roalisee lie
se recommancle done pas par uhe grande hardiesse technique. Les
conditions economiques et les circonslances du moment out toutes,
conune nous rayons dit, incline a la prudence. On ne saurait le regretter.
En cas de difficultes paralechniques passageres ou permanentes,
il nous a parti sage d'ajourner une solution plus elegante et, en prin-
cipe, moms onereuse.
BARILtI.F. DE L OULE.
Caraeldrtstiques techniques.
Barrage avant la surdldvation.
Altitude de la retenue maximum (in) .
Surface de la retenue au niveau maximum (ha).
Capacitt utilisable de la retenue (ms).. ..... .
Hauteur maximum au-dessus du point le plus bas
des fondations (m) .
Hauteur de la crete du barrage au-dessus de la
crke du dd?ersoir (m ? ? ? ?
Ilautcur maximum au-dessus du thalweg (In). .
Largeur maximum au niveau des fondations (m).
Petite des parements amont et aval par rapport
a la verticale ?
Pavement amont ( 120
a% %
Largeur an couronneinent (m 1,2o
Longueur ,? (int. .... 228
NI:act-tau constitutif du corps du barrage.. Maconnerie de moclIons
ItourGs au ciment am-
ficiel
Moellons tdtuds
Masque d'ditinclidad dpin-
gld an massif comprenant
un enduit gunitd armd,
one couche d'asphalte, un
vet Clement de moellon,
'12000
798,90
13
6 7oo 000
33
1
25, lo
\Nal
:\ wont
Constitution des parements
Volume du corps du barrage ! in-
? 9 ?
DE I. On E
Caraett;ristiques techntques
Barrage 'gores ?curdlevation.
Altit tide de la retenue ma?iinum (m). . m 816,'n,
Surface de la retenue an III% eau maximum that
Capacitd utilisable de la retenue 600 000
Hauteur maximum au-dessus du point le plus bas
des fondation. (in).
Hauteur maximum au-dessus du thalweg, in
?? de In crke du barrage au-dessus de la
crdte do ddversoir tin) .
Largeur maximum au ni?ean des fondations I int
Pente des pavements at rapport a la ?erticale
Parement ainont("?
.. ail %
La igen r atm con ronnement tin ; 3,6o
Longueur . 23
Mattiriau constitutif du corps du barrage amen Maconnerie de moellons
de .1trd1d?ation. Beton could sur le parentent
aNal et sur la crke de
l'ancien barrage
\t al 136ton surdosd ft Ion kg sui-
une epaisseur ino enne
de 2,5o in
I Arnow Masque d'dtanclidite
olurne du corps du barrage ! in' . 1.1.9 000 dont 87 000
de maconnerie: nouvelle-
5i
12
16
.R . 81
Constitution des pavements
RESUME.
HISTORIQUE.
Le barrage de l'Oule a Cttl. construil par la Compagnie des Chemins
de fer du Midi de 1918 a 1921 pour alimenter l'usine d'Eget, dans In
\rade d'Aure, mise en service en 1918. Il d'un barrage-poids
en maconnerie. II ful conslruit en mortier de ciment artificiel, son
masque d'elancheile comportait, de l'aval vers l'amont, un enduit
gunite, une couche d'asphalte el un parement. en moellons.
En 19'1'?, la S. N. C. 1:. (With( de porter la reserve de 6,7 i 16,6 millions
de metres cubes en surelevant l'ouvrage de 17.60 m (retenue normale
passant de In cote m 798,qo it la cote 1816.5o).
1.-F.TUDES.
Deux solutions furent. ecartees :
a l'epaississement du profil pour l'amont, qui aurad gene l'explot-
tation ;
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? 10 ?
b. l'utilisation de contreforts et Brants : methode econoinique mais
delicate : forages inclines et exigeant un materiel introuvable en temps
de guerre.
La solution retenue fut l'epaississement par l'aval.
Les calculs et les experiences fillies par le Service des Grands Barrages
montrerent que les conditions de travail etaient acceptables et nolain-
ment que l'adherence A In surface de contact de Vanden et du nouveau
massif &nit suffisante pour s'opposer aux contraintes calculees.
EXECUTION.
La phase active des travaux s'etendit de 1948 A 195o : 87 000 M3 de
baton furent executes avec un beton t faible dosage : 175 kg de eiment
par metre cube.
13;TANCHEITE.
Le rocher de fondation fut traile par forages et injections de maniere
constiluer un voile etanche dans le prolongement du parafouille
amont du barrage exislant.
La surelevation ne comporte pas de masque special : on s'est contente
de (loser, dans la zone amont, le beton l 3oo kg de ciment par metre
cube sur 3 m d'epaisseur.
CONCLUSION.
Depuis la remise en service de l'ouvrage, cc travail n'a donne lieu
A aucune remarque defavorable.
SUMMARY.
BACKGROUND.
The Oule Dam was built by the Compagnie des Chemins de Ter du
Midi (French Southern Railway Company) for bringing water to the
Aure valley for the Eget power house which was set in operation
in 1918. IL was a masonry gravity-dam. It was built in standard
cement mortar. The watertight facing on the upstream face was
composed firstly of a layer of gunite and secondly of a layer of asphalt,
with a masonry face with stones.
In 1942, the Societe Nationale des Chemins de fer Francais (French
State Railways) decided to raise the capacity from 6.7 to 16.6 million ra3
by heightening the dam by 17.6o in The normal water level was
thus raised from El. 1798.90 to El 1816 5o.
DESIGN.
Two solutions were rejected :
a. thickening the profile of the upstream face, a thing which would
have interfered with the operation of the reservoir,
11
R.81.
b. utilizing buttresses and cables, an economical but delicate method
requiring sloping drill-holes and equipment unprocurable in war time.
The solution retained was that of thickening the downstream face.
The long experience of the Department of Large Dams and their
calculations showed that the working conditions were acceptable and
specialty that the bond at the surface of contact between the old struc-
ture and the new was adequate for resisting the calculated stresses.
Es EcenoN.
The active phase of the work extended from 1918 Lill 195o :
87 000 in3 of concrete with low cement content : 17; kg cement per
cubic meter, were placed.
WATERTIGHTNESS.
The bed rock was treated by drilling and grouting, so as to establish
a watertight blanket in the extension of the upstream cut-off of the
existing dam.
The heightening required no special facing : the cement content
was simply increased to too kg of cement per cubic meter on the
upstream face, for of thickness of 3 meters.
CONCLUSION.
Since the (lain was set in service after heightening, the work has
given rise to no unfavorable remarks.
Extrait du Mxieme Congas des Grands Barrages.
New York, 1958
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PARIS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Impritne en France.
2
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.82
QUESTION N? 22
PLICHON
ET WEINGAERTNER
(FRANCE)
EPREUVE
Reproduction interdlte
RAPPORT SUR LE COMPACTAGE DES MARNES. DURES
DE SAINT?ESTEVE (STAMPIEN) (*).
J N. PLIGHON,
Directeur adjoint
de la Region d'Equipement hydraulique Alpes III,
de l'Electricite dc France
et P. WEINGAERTNER,
GM de l'Amenagement de Saint-Esleve-Janson,
Region d'Equipement hydraulique Alpes
de l'Cleetrieile de France.
1. GENERALIT8S.
L'equipement hydrodlectrique de la Basse-Durance consiste dans la
realisation de cinq chutes en serie, equipees pour un debit de 250 m3/s
entre la cote 256 eL la cote o.
La chute de Jouques, la premiere depuis l'amont, sera mise en service
en 1959; les travaux de la suivante, celle de Saint-Esteve-Janson, sont
commences et lour achevement prevu pour 1962.
Cale chute comporte au total pres de 3o km d'un canal d'une section
moyenne de 26o m2 au niveau des berges.
(*) Report on compaction of slam plan hard marls and clays at Saint-Estevc
(France).
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R.82
Cue partie des travaux de terrassement doit etre executee dans des
alluvions, mais la plus grande partie doll se trouver dans des terrains
du Stampien. Les premieres reconnaissances oat monlre que ces terrains
presentaient des caracteristiques tres parliculieres rendant difficiles leur
extraction, leur compactage dans les remblais des digues du canal,
et leur protection par le revelement. Dans ces conditions, il a ete decide
d'executer un troncon d'essai, de 500 m de longueur, A la vraie dimension
du canal, pour examiner la meilleure facon de resoudre ces trois
problemes.
Par la suite, nous n'examinerons que le probleme de In mise en
remblai compacte qui revei une certaine importance puisqu'au total,
1 250 000 m3 de terrains du Stampien doivent etre utilises A la consti-
tution des digues.
2. CARACT2RISTIQUES DES TERRAINS
DU STAINIPIEN DE SAINT-ESTPNE.
2.1. GP.oLont.E.
Le Stampien (ou Rup ellen) apparlient A l'Oligocene.
On peut distinguer Lrois niveaux dans eel elage, mais le canal de
Saint-Esteve ne renconlrera que les terrains correspondant aux niveaux
inferieurs et moyens, dont les caracteres soft d'ailleurs voisins.
Ce soil" des formations delritiques comprenant des conglomerats
greseux, des gres plus on moms grossiers, des argiles greseuses, des
marnes et des calcaires marneux.
Ces roches Sc presentent sous forme lenticulaire, l'epaisseur des
lentilles etant tres variables. Si les gres et les poudingues ne presentent
pas de caracteres particuliers, ii n'en va pas de meme des marnes el
argiles el c'esl sur celles-ci qu'ont speeialement porte les etudes.
2.2. IDENTIFICATION DES MAIINES ET AIIGILES DU STAMPIEN.
Au point de vue de la realisation des Lravaux la distinction entre
argiles et marnes ne presente que peu d'interel : aussi nous avons,
d'une maniere generale, appele ces terrains ? marnes a. II s'agit, en realite,
d'une gamine passant d'une facon continue de l'argile A In marne eL
au calcaire marneux.
Ce soft des terrains compacts, relativement solides qui ne peuvent
etre attaques par des engins Leis que pelles et scrapers, des qu'une
couclie alter& de quelques decimetres a ele enlevee. Leur couleur yule
du blanc an rouge en passant par le jaune el le marron.
II est possible toulefois de reporter ces terrains en deux classes :
Marnes superieures jaundtres et grisatres. ? Elles sont assez sableuses,
contiennent 10 A 3o % d'argile el go A ?0 de carbonate el de quartz;
leur densito vatic de 1,6 it 2.
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R.82
Marnes inferieures rougeatres. ? Un pen moins frequenles que les
precedentes, cues solul assez fortement colloIdales, contiennent de 5o
A 8o % d'argile et de 5o A 20 % de carbonate et de quartz; leur densite
\mile de 2 ii2,3.
11 y a lieu de noter que les carbonates qu'elles renferment contiennent
de in magnesie, et que ceci explique lc gonllement d'echantillons lie
comporlant pas d'argile fortement gonllante.
25_
20_
0
10
6,5
16.5
19.5
16.5 1.-1
13
3.5
15 1,6 1,17 1,8 1,9 ZO 21 2,2 2,3
17
20$
81
2,4 tY
215 36 .515 46 45 50 55 6011
Fig.
Diagramme de frequence
des resultats d'essais d'identification sur Stampien par rapport it
W, teneur en eau; y, densite seche; L. L., limile de liquidite.
Diagram of frequency
of results of identification tests on Slam pian, as a function of
W, water content; y, dry density; L. L., liquidity limit.
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?4
Les autres caracteristiques des marnes de Saint-Esteve soot Is
suivantes :
Teneur naturelle en eau ? de a ,,, "o. moyenne 12
Limite de liquidite : de .w a o pour les jaunalres, de to a 51 pour
les rougeatres:
Indice de plasticite : IP - 0.79 ( L L. -- 1);
116sislance a l'ecrasement bur echantillon intact : de kg/cm2,
en moyenne de 15 a w kg cull.
Nnaralion Proctor : le plus souvent sukrieure 170 lig/cm2;
Poids sp6cilique : de '0., h1,go (fly. 1).
3. COMPORTEMENT EN PRESENCE DE L'EAl"
GU DES AGENTS ATNIOSPHERIQUES.
3.1. L'immersion d'un ftliantillon de St ampien dans l'eau provoque
une rapide (16sagr6gation du mat triaIt . les clumtillons fonces
sonL completemenl d6lil6s en no temps qui pent varier de
quelques minutes a S h. Les khantillons gris et janniltres soul
lres fissur6s en un ou deux jours (fig. ).
3.2. D'aulre part, l'essai cedonnArique donne flue pression de gonlle-
inent qui poll alleindre des valeurs assez importanies (care 2
et 8 kg/cm2).
Celle pression de gonflemenl disparail tres rapidement pour
une tres faible variation de volume (augmentation de l'indice
des vides de 5 a 10
3.3. Les marnes extrailes el mises en d6po1 s'allixenl. sous l'influence
des agents almospheriques en donnant, un maleriau de frag-
mentation variee au bout d'un temps compris entre trois semaines
et trois mois suivant les conditions ma6orologiques el la nature
des malciriaux (fig. 3).
CAPTION OF FIGURE 2 ( CO/iiint/Cd
(1) Dark brown Slam plan before immersion.
(5)
(6)
after i h immersion.
24 11
(7) 48 it
(8) Red Slam plan before immer.sion.
(9) after 5 11111 immersion.
4
R.82
8
6
Fig. 2.
(1) Stampien gris blanehAtre avant mise A l'eau.
(2) immerge depuis 2411.
? immerge depuis 4S 11
marron (once avant mise S l'eau.
immerge depuis i h.
'18h
h
avant rinse A ? l'eau
immerge depuis 5 11111
(1)
(2)
(3)
0
rouge
Whitish grey Stampian before immersion
after 24 h immersion
481s
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4. NECESSITE DE PROCIMER
A DES ESSAIS SYSTnNIATIQUES.
Rappelons quo les travaux du canal de Saint-Esteve necessitent
l'extraction do millions de mares cubes de Slampien el in mise en
remblais compacts pour In constitution de digues homogenes do
?Aio 000 ma des manes materiaux.
L'utilisation de mataiaux de remplacement aurail souleve de grandes
dilliculles et aurait cerlainement conduit A des &Tenses tres supe-
riettres.
Dans ces conditions il a d'abord ele procede A des essais classiques
de laboraloire qui oat permis d'esperer qu'une solution economique
de compaelage pourrait are trouvee, si le fractionnement ()Menu sur
le chantier (tail salisfaisant.
L'ne deuxieme aape a done consisle a examiner sur le chantier
d'essai, si une extrapolation des r6sullals de laboraloire Ctait valable
en vraie grandeur.
5. RESULTATS D'ESSAIS EN LABORA1'0IRE.
Ces essais oat porte sur in determination des courbes Proctor et
sur des mesures l'appareil a contrainles triaxiales.
Les essais Proctor en laboratoire out ad faits sur materiaux correc-
lement fractionnes. us ont. conduit A des lemurs en eau optimum
comprises entre 12 eL 16 % et A des compaciles optima entre 1,70
et 1,90 (densiles seches).
Ces resultais oblenus au Proctor normal correspondent A des teneurs
on eau legerement superieures A In teneur en place et a des dentiles
souvent plus faibles quo la densile en place.
La diflieulle. residait dans le fractionnement.
Les essais triaxiaux oft ad des essais non consolides rapides et
consolides rapides, tont sur le maleriau intact quo sur materiaux
compaclos.
Les essais non consolides rapides donnent des resistances au cisail-
lement tres elevees :
inlacts : de 1 A 6 kg/cm;
consolides : de o,5 a 2,3 kg/cm2.
Ces resullats sont tres disperses en raison de l'heterogenate des
materiaux.
Les essais consolides rapides out. die faits apres consolidation sous
lres faible charge (5o, 100 el 200 g/cm2) pour connaltre le compor-
tment du maleriau en presence d'eau sous faible charge.
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R.82
La resistance au eisadlement apres consolidation :
SOUS 5o g1'cm3 est toujours superieure a 3 t/m2;
100
21)0
6
Avec le mat eriau compacte, ces chiffres deviennent respectivement :
2,3 et 1/1112.
Ces chiffres font ressortir une augmentation tres rapide de in resis-
tance au cisaillement avec la charge, due A In lois a l'angle de froltement
interne et A l'augmentation de In cohesion.
D'apres ces essais de laboratoire, le Stampien doit conserver des
caracteristiques mecaniques satisfaisantes a tres faible distance du
talus. Ceci a ete verifle dans des fouilles de reconnaissance ouverles
durant plusieurs mois, et, ulterieurement, dans les essais en vraie
grandeur.
6. ESSAIS EN VRA1E GRANDEUR.
Ces essais out ete effectues sur plus de too 000 m3 de terrains du
Stampien, et out porte sur les points suivants :
6.1. Fragmentation des materiaux jusqu'a obtention d'une granu-
lometrie satisfaisante.
6.2. Choix des engins et methode de compactage.
6. I. FRAGMENTATION DES MATERIAL'S:.
6. i. i. FRAGMENTATION PAR VIEILLISSEMENT NATUREL.
Ainsi qu'il a ete indique ci-dessus, l'exposilion prolongee aux agents
atmospheriques determine une fragmentation naturelle. II s'est rovele
que cette fragmentation etait suflisante pour obtenir on bon compac-
tage: elle necessite la mise en stock des deblais pendant un temps
assez long (1 A 3 mois), la reprise de ces deblais el icor mise en place :
ceci conduit a une operation supplementaire et it une complication
tres grande du programme de terrassement.
Les rosultats de cette fragmentation naturelle sont indiques dans
le graphique ei-joint I).
6. I . 2. FRAGMENTATION PAR VIEILLISSEMENT ARTIFICIEL.
Les inconvenienls pour la conduile du chantier resultant de l'appli-
cation de la melhode ci-dessus ont conduit ii chercher a accelorer le
vieillissement et a supprimer le passage en depOt. Deux processus
out 6E6 essayes
? 9 ?
R.82
6.1.2.1. Arrosage el remaniement successil du materiau depose a son
emplacement delinitil.
Ce processus a conduit a un
La fragmentation n6cessaire ne s'oblenait finalement qu'avec une
grande depense d'engins.
100
90
(1)
\
*N.
.
N?
\
\
\
0
---
-
\
\:-
\
_
_\
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_
D
D
0
_
?
-
--
5
--
? wrs
el, .e
tn
3
2
200 150
100
Fig. 4.
Fragmentation par vieillissement nalurel ou artificiel
Granulomelrie Stampien delite apres A 3 mois d'exposition it l'air et
simple r6galage.
(2) Granulometrie Stampien humidifle en place apres soufilage (Extrail. 15 jours
apres, regale, deux passages de P M. 90, 10 passages de H. T 20 en posi-
tion no 2.)
Courbe grannlometrique de comparaison d'un Stampien non defile, non
humidifle en place, apres regalage
Fragmentation through natural or artificial ageing
(1) Grading of fragmentated Stampian after 2-3 months' weathering and simple
spreading.
(2) Grading of placed and watered Stampian after extraction by explosives. (With-
drawn 15 days later, spread, two passes of P. M.90 roller, 10 passes of B. T 20
in position No. 2.)
Comparative grading curve of non fragmentated, non watered Stampian not
watered when dumped alter spreading.
The ordinates give the percentages of materials passing through the screens.
(3)
(3)
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6. 1.2.2. Arrosage des materiaux en place, apres soufflage a l'explosif
el avant extraction.
Celle methode s'est revelee particulierenient interessante; l'extraction
se trouve facilitee, les materiaux tant relativement petits et Sc frag-
mentant incitement au chargement.
Ensuite, deux on trois passages du rouleau P. M. 90 permellent
d'oblenir le fraclionnement desire.
Les (pantiles d'eatt necessaircs sont de l'ordre de to % en poids;
les materiaux absorbent plus eflicacement l'eau lorsqu'ils soul en foliate
que lorsqu'ils sont repandus a\ ant compactage: on ()Mimi ainsi dime-
Lenient in teneur en can de roptimum Proctor et de rayon tres homogene.
Le delai, qui ne presente plus (rinconvenient pour In conduite des
travaux, parail &Noir etre superieur it 8 jours.
Les resultats sont indiques dans le graphique de la figure 4.
6.1.3. FRAGMENTATION MECANIQUE.
6.1.3.1. Fragnzentation par engin classigue de chantier :
en place :
6.1.3. I .1. Scraper. Valable seulement dans les parties les plus lendres;
6. t .3. Rooter. Pas de resultat satisfaisant; les dents arrachent
de grandes dalles ou passent toujours clans les mettles
saignees;
6. t .3.1.3. Rock-rake. Faible debit. Blocs de 50 it 100 mm;
sur materiaux deposes a remplaccmcnt de fini(if :
6.1.3.1 4. Bulldozer. Bonne fragmentation par ripage alternatif des
chenilles avec engin lourd (genre D 8, D 9), mais grande
fatigue du materiel:
6. i .3. 1. 5. Charrues it clisques, it socs, etc.;
11 faut un nombre considerable de passages avant
fragmentation satisfaisante;
6.1.3. t .6 Cylindre lisse. Provoque le compactage d'une crofite super-
ficielle, sans fragmentation suflisante dans in plus grande
partie de la couehe;
6 1.3.1.7. Rouleau pieds de mouton (P. M. 90).
La granulometrie obtenue West pas entierement satis-
faisante car la fragmentation des blocs s'arrete lorsque
leur dimension est inferieure a celle de l'intervalle entre
deux pieds.
Les resultats sont indiques dans le graphique de la
figure 5.
6.1.3.2. Fragmentation par engin de concassage.
6. t .3.2. 1. Broyeur fixe.
It semble qu'un boa resultat pourra etre obtenu soil avec un broyeur
machoires, soil al, ec un eoneasseur it cylindre dento (voir courbe
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? 11 ?
R.82
granulometrique, fig. 6). (:elle inelhode presente plusieurs incon-
venients : installation lourde, reprise des materiaux, necessite (Poperer
stir des materiaux relativement sees.
8. t .3,2.2. Broyeur mobile : sur les inaleriaux deposes avant compac-
tage.
Des essais out ete effectues avec un appareil prototype (Dome-
nighetti, Milan) : ii comportait un rotor it marteaux arlicules, monte
sur chariot. La fragmentation est obtenue par deplacement de l'engin
sur tine couche de maleriattx de 3o it 4o cm.
100
90
80
1.5
a 70
L'
r) 60
t.
6
50
40
a.
j
C 30
10
20
10
(2)
0
200
150 100 80 60 50 40 30 20 1615 10
Fig. 5.
rouleau pied de mouton P. M. 90
Fragmentation au
(I) Granulometrie
(2)
(3)
(4)
(5)
5
3
2
...Tres simple regalage au bulldozer.
6 passages du P. M. 90.
12
IS
24
Crushing by P. M. 90 SheepI oot roller.
(1) Grading curve after simple spreading by bulldo:er.
(2)
-
.
6 passes of a P. M. 90 roller.
(3)
'
*
.
12
(4)
"
0
( 8 .
(5)
"
0
0
24
The ordinates give the percentages of materials
passing through the screens.
111
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Les resultats sont satisfaisantes (vnir courbe, fig. 6). La fragmen-
tation est tres homogene et s'opere metne it in leneur en eau de l'optimum
Proctor.
11 reste a savoir Si des engins de cc type sont suseeptibles de travailler
de facon economique.
100
90
SC
ta
o 70
0-
4.
60
4.2 00
-o
411
g
c .10
20
?9.
t
- --'--.N.
.4J.
-.._
--N.
?
?
\
\ .
\
\
t-
\
'N.
1
\
\
\
\
?1
x
x
\
?
\
\,
\gl
\
\\I
.
\ ,
,
-.-.---..
2C0 150 !CC 5.0 SO !NI xo
20 1E15 10 mat
Fig. h
5
3
2
Comparamn des fragmentations obtenues apres les engin, meeanique uiN.-ant :
,I) Granulometrie apres regalage au bulldozer
,2) l passages de P M. 90
obtenue au broyeur tixe a machotres
(11 mobile Womenialetti)
13 ? R.82
permettent pas de conclure, sinon pour indtquer que les meillcurs
resultats out et6 obtenus aNec des explosifs brisants et que les disposi-
tions du plan de tir out one grosse influence sur in fragmentation obtenue.
6. .,. C1101X DES EN(, 1'.' I 1 Mi.:MODE DL .OMP k C tAGL.
6 I. on I I.ISSI. (1 t
Gel engin pro\ oque un compactage tres superticiel et In eouche ainsi
compactee est tres feuilletee
6. 9. ROULEA PNLUS ; et 7 kg cm2).
Grade tres superlicielle et aucun compaclage interne.
U. ; PlEDS DI: mot. Fos:.
6.2.3. 1. Rouleau it CI kgiciii2).
II faut jusqu'it o passages pour obtenir in densit6 seche voulue.
6. J .3 .2. Tournewd R. T. 20 (6, 16 et f a kg cni2).
A 6 kg/cm2 : Mettle resultat que le eylindre lisse.
A 16 kg/cm2 : Compactage tres satisfaisant apres to a 1.2 passages
(environ 75 it 90 tin'tn3).
A ,j2kgion2 : Labourage de in couche ft eompacter : Les pieds
penal-ea jusqu'it In couche precedente et remanient continuellement
le terrain sans apporter auctute consolidation, mettle apres un tres
grand qombre de passages.
Rouleau P. M. 90 (55 a 1 10 kg, cm2).
Resultals idenliques an R. T. 20 it 42 kg/cm2. Provoque, en plus,
tine desorganisation de in couche precedente deja compactee (voir
Tableau 1).
T?IILL.Al I
Mode
de fraetionnement.
Rouleau tied diarrne sur niat6laux
ompartsor cettre-,r, crushing results otttatned with following equipment. fraicliement extralt-
It) Gratir-ta tz.rue after spreadtng
121 2 passes of P M 90 sheepfoot rolb'r
13t "tamed pith fixed law crusher.
t-1.1 Dontentghelti mobile crusher
6 i .3. Fragment. ?:. nar it l'explostl.
Darts In ptupart des La, a est n6:essaire de proeeder t un soutllage
du terrain pour perniettre son extraction. 11 est done interessant (Fen
profiter pour amator r Li fragmentation taccaeration du vieassetnent
artificiel et ameItorat oti trax ail des etrins1. Les essais actuels ne
It T. :20 (Position -2)
P. ;NI ll()
U a 8 pas,aget. sur maternal\
fraichement es trai ts
P. 90
I ti pas...-aget sur matvriaux
(01(9.111
P NI. 00
I , paages zur tuat6aatt?
6 1'2'211
Densite
Nombre seche
de i"? proctor
passages normal).
t 75? 85
Si? 88
.)?
Jo $6? 90
101?IOU
1 o
1-)
to 100-10 j
102-101
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6.2.4. ENGINS VIBRANTS.
Non encore essays sur le chantier :
U ne semble pas que cc type d'engins puisse dormer satisfaction.
En resume, ii semble que relight A utiliser devra avoir des caracte-
ristiques concluisant A des pressions specificities de l'ordre de 15
A 20 kg/cm2 pour des surfaces de pieds assez grandcs (15 % de la surface
totale), de facon A dispenser une energie de compactage important?
pour un nombre reduit de passages.
La forme des picds serait it etudier pour eviler un arrachement du
terrain lors de la remontee du pied.
A rioter egalement qu'apres compactage avec un engin de cc type,
le passage d'un rouleau exercant une pression de 5o kg/cm2 lie provoque
plus qu'un tres faible poinconnement.
6.2.5. METIIODE DE COMPACTA GE.
Les differentes operations se succedent dans l'ordre suivant :
6.2.5. t. Le materlau, convenablement fragmente (cc qui don etre
verifie par un contrdle granulometrique du fractionnement),
est repandu en couches de 3o cm d'epaisseur.
6.2.5.2. La teneur en eau dolt, si possible, etre alors tres voisine de
l'optimum (12 A 16 %), car l'humidification sur place par
arrosages eL hersages successifs ne permet qu'une repar-
tition tres heterogene de l'addition (Feat' eL la dessiccation
demandc un temps assez considerable.
En cas de pluic ii y a lieu d'arreter tout travail de compactage.
Une bonne precaution consisterait a mettre A l'abri de l'eau les
couches en cours de travail, par la constitution d'un couvercle imper-
meable rapidement obtenu par le passage d'un cylindre A pneus.
6.2.5.3. Passage des engins de compactage jusqu'it obtention de la
densite seche voulue, verifiee syslematiquement.
6.2.5.4. Scaritit'..ation tres superficielle (quelques centimetres) avant
depot d'une nouvelle couche.
6.2. 6. IMPORTANCE DE LA GRANULOMETRIE DE F11AG3IENT kTION AVANT
COMPACTAGE.
Le resultat du compactage des mantes de Saint-Esteve ne pent etre
controle par la settle valeur de- la densite seche en place. Celle-ci pent
arriver A des valeurs tres convenables sans que, pour autant, le mate-
riau soil homogene : Si la granulometrie est par trop riche en gros
elements, il subsiste it l'interieur de ceux-ci, ott entre ccux-ci, des
cavites qui peuvent permettre des circulations :ii y a en somme,
densito apparente egale. concentration des vides: d'oit possibilite
de circulation de l'eau.
- 15 ?
R.82
It taut done rechercher it la lois une granulometrie de fragmentation
inferieure it certaines Hittites et une (tensile seche voisinc de celle du
Proctor normal.
7. CONCLUSIONS
Les essais entrepris moatrent quit est possible d'obtenir, avec les
argiles et !names (lures du Stampien de Saint-Esteve, des remblais
homogenes parfaitement compactes. Les resultats paraissent main-
tenant au point, il semble encore possible d'apporter des perfection-
nements aux -engins, pour ameliorer les rendements industriels.
11 est bon Winsfster sur le fait que la qualite satisfaisante des compac-
tages ne petit ri.sulter que d'une etroile collaboration 'entre Maitre
d'oeuvre et Entrepreneur, el qu'A tons les stades un contrOle rigoureux
dolt suivre le travail des engins.
R?UM? :
Le canal de Saint-Esteve necessite le compactage de plus (fun million
de metres cubes de mantes et argiles (lures du Stampien.
Des essais oat ete entrepris en laboratoire et aussi en vraie grandeur.
lis out montre qu'il etait possible d'obtenir un compactage salisfaisant
lorsque les mat eriattx etaient fragmentes.
Celle fragmentation se produiL naturellement par exposition aux
intemperies : des methodes out ete mists an point qui permettent de
In realiser dans des conditions novitiates de ehanLier.
Avec les methodes habit uelles et l'emploi d'un rouleau pied de mouton,
de caraeteristiques voisines de celles du compacteur utilise pendant
les essais, on obtient des densites satisfaisantes au prix d'une depense
d'energie de compactage acceptable.
Dans la conchae du chantier le fractionnement des materiaux devra
etre contrOle soigneusement.
SUMMARY.
The Saint-Esteve canal required the compaction of more than a
million cubic meters of stampian marls and hard clays.
Tests were carried out both in laboratory and full-scale conditions.
They showed that satisfactory compaction can be obtained if the
materials are fragmented.
Such fragmentation results naturally from exposure to weathering,
but methods for realising it in ordinary field conditions have been
worked out.
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Willi standard methods, using a sheepfoot roller whose characte-
ristics are close to those of the tamping roller used during the tests,
satisfactory densities are obtained for an acceptable outlay on compac-
tion energy.
The crushing of the materials will have to be carefully checked
on the job.
Extrait du Sisieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
152903-58 Paris. ? Imp. GAIJTHIER-VILLARS, 55, quai des Grands-Augustins.
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de Itnergie
SIXIENIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.83
QUESTION N? 21
M. ROCHA, J. LAGINHA SERAFIM
A. F. DA SILVEIRA ET M. Q. GUERREIRO
. (PORTUGAL)
EPREUVE
Reproduction interdite
OBSERVATION OF CONCRETE DAMS.
RESULTS OBTAINED IN CABRIL DAM (*).
IANUEL ROCHA,
Acting Director,
Laboratorio Nacional de Engenharia Civil, Lisboa, Portugal,
J. LAGINIIA SERAFIM,
Research Engineer,
Head of Dams Studies Section
A. F. DA SILVEIRA,
Assistant Research Engineer,
and M. Q. GUERREIRO,
Assistant Research Engineer.
1. INTRODUCTION.
The study of the problems of observation of dams was initiated in
Portugal when, in 1946, the construction of the large darns of the
National Electrification Plan was started. In this task the various
(*) Observations des barrages en beton. Resultats obtenus sur le barrage du Cabril.
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_
bodies responsible for the construction and sa1el3 of these structures
and the owners of the dams collaborated with the LaboratOH() Nacional
de Engenharia Civil (L. N. E. C.). Their personnel and teams of the
L. N. E. C. place the instruments and take the readings regularly.
Other teams, in the Laborator3, test the materials of the dams, make
the computation of the measurements and the interpretation of the
results. In such computation I. B. M. punched card machines arc
now being used; their utilization greatly improved the speed and the
scope of the analysis of data.
AU the work is planned well before starting the construction of
the dam. In the observation plan the measurements to be made.
methods and equipment to be adopted with details of their charac-
teristics and exact positions, procedures for mounting, reading program,
details of connections and terminal boards, reading stations, concrete
sampling, tests to be carried out in the laboratory, details of the compu-
tations of data for the interpretation of the results, etc., are all indicated.
The planning of the measurements is made taking into consideration
the .results of model tests and of the studies of the foundations, and
also the specific problems the in estigation of which is considered of
intdrest at the time.
It must be stressed here that the obser\ awns minute not only enabled
a large progress in the design of the large Portuguese dams of double
curvature type El], [2] but also greatly increased the confidence in their
safety especially during their first loadings during which very frequent
readings of the instrumentation are made. On the other hand man3
important phenomena which occur in the dams have been understood
or are being investigated. Among them can be mentioned defor-
mations and settlements of the foundations, \ alley displacements, joint
movements in double curvature dams, temperature e\ olution during
construction owing to the different materials and methods of cons-
truction used, temperature distribution and heat conduction after the
darn is put into service, influence of the sun radiation and the exposure
of the darn on its thermic conditions, distribution of stresses and strains
along the thickness, influence of open joints and of other singularities
on the field of stress in the dam, variations of strains and stresses with
time, stresses near the surface of the dam due to various phenomena
(temperature, capillary forces, etc.), e\ olution of the moisture content
of concrete and of pore water pressures, distribution of uplift pressures
in the foundations, etc.
Furthermore only the obser\ ation of the dams makes it possible to
judge the value of the methods of anal3sis used in the design, either
model testing or analytical methods. The comparison of results
obtained in models and in the prolot3pe has already shown the
reliability of the experimental method of designing concrete dams.
Finally it is pointed out that the knowledge obtained from the obser-
vation is being more and more used in tlw ?instructions subsequently
undertaken.
It is important to note that if the obser \ at ion of a dam is undertaken
?
R. 83
only for the purpose of controlling the safety it is not necessary to
measure the same quantities as when it is undertaken for the study
of its behaviour. For the control of safety, the observation of the
displacements and of some strains in the most stressed points have
been considered enough. Now it is being considered advisable, in order
to decrease the cost of the observation and to increase its reliability,
to take observations in a few points, to make more and more careful
observations and to duplicate the instruments. Also emphasis has
been placed in the comparison of the results obtained by different
methods (stress meters and strain meters; geodetic, slide target and
pendulums, etc.).
So far it has been very difficult to take full advantage of the
results of the observation, as methods of interpretation capable of
showing the effects of each one of the parameters that influence the
behaviour of a dam have not. been devised. A method for that inter-
pretation developped at the L. N. E. C. is presented in another re-
port to this Congress [3].
In this paper a short discussion of the methods of observation used
is made and the typical results obtained as well as the most interesting
analysis of such results are presented for the case of Cabril dam.
Results of the observation of other dams and their interpretation are
referred to in other reports [3], [4].
A table of the nine Portuguese concrete darns now being observed
and the instruments placed in them is given in the Appendix.
2. TECHNIQUES AND INSTRUMENTS USED
IN THE OBSERVATION OF CONCRETE DAMS [5].
a. The measurement of external loadings is essential in the obser-
vation of dams, especially for the interpretation of the results. Thus
the hydrostatic pressure in the reservoir or in the tail water, the air
temperature at. the site, the reservoir water temperature at various
depths and solar radiation (through measurements of temperatures at
the faces of the dams) must be determined continuously if possible.
All these measurements are not. difficult. to take.
In seismic regions the determination of earthquake effects and in cold
regions the measurements of ice loads must be made.
b. The measurement of horizontal displacements of the points in the
dam and its foundation in relation to points in the ground is being
made by two methods : the geodetic method and the slide target
method. The first, as applied now in Portugal [6], is a very accurate one
(errors smaller than o.5 mm are obtained) and, owing to the close
agreement between the results obtained for points of the crown of the
dams by the two methods, the second one is now generally used only
for checking purposes.
c. The vertical components of the displacements are measured in the
crest. of the dams and along the access roads, but sometimes, as in the
R. S3.
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case of Cabril dam, they are measured in the galleries and along the
socket in the lower part of the structure. Such measurements are
made by precision leveling [7] with which errors of less than 0.2 min
are obtained.
The measurement of horizontal and vertical displacements is made
very frequently during the first loading of the dams but after that they
are generally made two or three limes a year.
d. Measurement of the relative displacements of points within the dam
are being made using pendulums [8] and clinometers. Using improved
optical coordinometers both the tangential and radial displacements
are determined with a very good accuracy, taking readings of the
pendulum wire from one single position of the coordinometer.
In France [9] types of recording pendulums have been used which
seem to give very good results.
The determination of the relative displacements by means of compu-
tations from clinometer readings are not being much used in Portugal,
as difficulties were found in the use of such instruments [5].
All the measurements of these instruments are taken fortnightly
but it is now considered of great interest to make a continuous record.
e. The measurement of strains is one of the major concerns in the
observation of the Portuguese dams [10]. The attempts made to
measure them at the faces demonstrated that satisfactory results
cannot be obtained from common gauges. Perhaps gauges with large
base lengths used in galleries could give dependable information. As a
result, at present, all strain measurements are made with apparatus
placed inside the concrete [11].
The apparatus already used in Portugal consists of vibrating wire
strain meters (Telemac, L. N. E. C. and Galileu) and electric resistance
strain meters (Carlson). The analysis of the behaviour of the various
types made it possible to define the adequate characteristics for long
term observations of strains [10].
The arrangement of the meters in the dams has been subject to a
constant improvement. At present it is preferred to place redundant
meters at each point even though less points are observed. In the
meters near and parallel to the faces there are 6 meters per group and in
the interior 9 meters. Besides, a no-stress strain meter is placed near
each group. IL enables the measurement, of concrete volume changes
which are independent of the stresses in the concrete.
ii is to be stressed that the placing techniques, the types of cables,
the terminal boards and other details, which have been successively
improved, have a fundamental bearing on the quality of the results.
The strain meters arc read according to an established program
which demands very frequent measurements Lill the concrete has
reached the maximum temperature after which fortnightly readings are
taken. This interval was considered to be the maximum for reliable
results. However, as now the influence of variations in external condi-
tions occurring in the i5 days period has been observed, it seems very
? 5 ?
R.83
advissble to have more frequent readings. For very thin dams, where
daily effects are important, only continuous records can give the
necessary picture of the variation of strains. So the use of recording
instruments is being considered for reading the strain meters.
The calculation of length changes, the corrections for the consistency
of the readings of the various meters of one group, the corrections for
the volume changes and the Poisson's ratio and the computation of
stresses from strains are being made using I. B. M. punched card
machines, as by hand the total work to be done would require too
large a number of people. The stresses are computed from the strains
either assuming that the concrete is elastic when the time interval is
short and the concrete of the dam is already some years age, or assuming
the visco-elastic behaviour when the concrete is young. The compu-
tations using this assumption are made according to methods deve-
loped by the U. S. Bureau of Reclamation and enable the stresses
in the concrete to be determined from the beginning of the construction.
For such computation creep tests are being carried out either on concrete
samples in mass cured state for room temperature and for tempe-
rature up to 500 C, or on concrete samples immersed in water.
/. Direct measurement of stresses is of the greatest importance.
So, one of the main goals in the observation of structures must be
the development of reliable instruments and methods for such measu-
rements. As a matter of fact the computation of stresses from observed
strains is laborious and requires the knowledge of the mechanical
properties of the concrete. Such properties besides being very complex
generally show important variations from point to point, and also
change with temperature and other conditions of the concrete.
Two types of apparatus are used in the observation of Portuguese
dams. The first, developed in the L. N. E. C., consists of a long steel
cylinder having a deformability about 1/3 of that of the concrete which
is embeded when the latter is laid. The measurement of the stress in
the cylinder is made through a vibrating wire located inside it. The
variations of Young's modulus of dmerete due to age and creep are
not considered to alter the stress in the cylinder [12]. The experience
obtained with this instrument is not. yet sufficient to be conclusive.
Another instrument used lately is the Carlson stress meter [13].
Results recently obtained [14] show that this type of instrument when
properly placed can measure the existing normal stress with good
accuracy.
The relief of stresses through drilling bore holes at the faces of the
dams is being regarded as a method for the direct determination of
stresses in some particular cases. The method has already been used
in Portugal with success for the determination of internal stresses
in rocks.
g. Great emphasis is placed on the measurements of temperatures
inside the dams. An accurate measurement of temperature at various
points of a dam is indispensable, as most of the readings and pheno-
mena occurring in the dams depend on the temperatures. Besides,
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?
? 2
cm
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
R.83
the temperature measurements make it possible to control the cons-
truction program and to choose the best moment for grouting the joints.
In the first Portuguese dams observed, electrical resistance thermo-
meters were used but now thermoelectric couples are preferred [15].
Carlson type instruments also allow good measurements of tempe-
rature to be made simultaneously with other readings.
h. Measurements of pore water pressures in the concrete are being
made with Carlson type meters 116]. The slow penetration of the
reservoir water in the concrete pores has not yet made it possible to
reach a conclusion about such instruments. Only very small pore
pressures are now beginning to be noticed in the observed dams.
i. Uplift pressures in the foundations are being observed in Cabril
dam with manometers connected to tubes fixed into holes in the
foundation.
f. Attemps to measure the moisture variation in the concrete are being
made by using two copper plates placed io cm apart inside the concrete
The resistance to an alternating current between the conductors is
related to the variations of moisture of the cencrete. Another identical
piece of apparatus is hermetically sealed inside a metallic case after
filling the latter with concrete. This is considered as a reference instru-
ment. From the measurements made no conclusion can yet be drawn.
k. The measurement of joint openings [17] in the dams is important
not only to control the joint grouting but also for the interpretation
of the results of observation. Instruments can be used inside or on
the surface, either in the faces of the dam or in galleries. The first
are vibrating type (Gallleu) or electric resistance (Carlson) gauges.
On the surface inserts are fixed on both sides of the joints and readings
are taken with mechanical dial gauges. By placing three inserts in
each point not only the opening but also the sliding of the adjacent
blocks can be measured.
The readings of all the instruments placed inside the concrete are
being made fortnightly but the need is recognised for more frequent
or even continuous readings.
1. The existence of a laboratory where tests can be made, in accordance
with the needs of the observation, is considered essential. Such tests
include the calibrating of the instruments, determination of thermal
and mechanical properties of the concrete, etc.
3. CABRIL DAM.
The Cabril Darn is a double curvature concrete arch darn, about
135 m high, 292 m crest length in the arch, 16o in upstream maximum
radius, 19 m maximum thickness at the base, 4.5 in minimum thickness
at the crest and a total volume of 34o 000 m3 of concrete (fig. I).
The dam foundations are hard sound granite of a very homogeneous
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?
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? 7 ? R.83
formation. Around the foundation a socket was made not separated
by any joint from the arch itself. This socket allows a better distri-
bution of the stresses in the foundation and gives symmetry to the
arch. Also, the socket decreases the influence of the variations of
deformability of the foundation from point to point.
The observation of this dam is being carried out by the Laboratorio
Nacional de Engenharia Civil in collaboration with Hidro-Eldctrica
do Zezere and Comissao de Fiscalizagno das Obras dos Grandes-Apro-
veitamentos Hidro-Eldetricos. It was built between June 1952 and
297.30
2901
270
250
230
210
190
Fig. i.
Plan, downstream elevation and central section of Cabril Darn.
Plan, elevation aval el profit central du barrage de Cabril.
December 1953. Its characteristics have already been given in several
reports [1], [2].
During the construction of the dam z 75 Carlson electric strain meters,
67 thermoelectric couples, 5o Carlson joint meters and 6 humidity
meters were placed inside the concrete and apparatus for measuring
uplift in the foundation were placed at t4 points. After construction
dial gauge inserts were placed in 127 points of the face and horizontal
and drainage galleries, and 20 clinometer bases, 6 coordinometer bases
and 2 pendulums were placed on the symmetrical blocks DE and RS.
Figure 2 shows the location of all the apparatus.
In order to measure the horizontal displacements at points of the
downstream face of the darn, sighting marks were placed at those
points and an adequate triangulation was set up. Vertical displa-
cements of the crest, of the base of the dam and of the ground down-
stream are also being measured by precision leveling.
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R.83
7
r,
,
41N.
4 4
r
04 4 I 4 4 4
4 \t?.
1
O44 4 1
,44
Z 4 4 4
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0.1
oo
CO .0
to
9
R. 83
4. SOME RESULTS OF' IllE OBSERVATION OF CABRIL DAM.
a. QUANTITATIVE INTERPRETATION OF SOME OF THE MEASURED DISPLA-
CEMENTS.
Since the first loading of the dam until December 1956, displacements
were measured by the geodetic method on 23 different dates. The
dam has displayed a perfectly symmetric behaviour, not only as regards
the displacements measured but also, on the whole, for other obser-
vations. This is due, after all, to the symmetry of the shape and of
the foundations. On the other hand such results also show the great
accuracy achieved in the use of the geodetic method.
From the measured displacements it was possible to draw diagrams
of the radial components of the displacements of the crown of the
arches at elevations 294.75, 250 and 21 0 (fig. 3). It was not possible
to obtain diagrams of the displacements from February 1955
to April 1956 because few observations were made during this
period.
In order to obtain full and accurate information about the variables
that influence these displacements the method of interpretation des-
cribed in another paper [3] was applied. All the data necessary for
this were accordingly prepared and, in a first approach, it was consi-
dered that the measured displacements were due to the variations
of the hydrostatic pressure and of thermal conditions of the dam.
The thermal conditions of the dam were defined at every moment
through the knowledge of six parameters : the mean temperatures 4, 4
and 13 of the arches at elevations 290, 250 and 210 and the gradients cci, 0:2
and 23 of the equivalent linear diagrams of the temperatures along the
thickness of the arches.
Such parameters were thus determined in as many dales as necessary
to define their diagrams continuous in time (fig. 3). Whenever possible,
care was Laken to choose the dates in which the quantities to be inter-
preted had been observed, with a view to obtaining as accurate data
as possible for establishing the interpretating equations.
Based on those data sixteen equations concerning eight different
levels (fig. 3) of the reservoir water were established for the displa-
cements of each one of the three arches (294.75, 250 and 210). Each
equation is of the type
= h j-- a111 (1.21?. ((-1 :? ()la s+ h2/2-1-
where :
displacement;
(h), displacement due to the hydrostatic pressure;
a? a2, a3, coefficients of influence of the mean temperatures 4, 4, 13 and
b? b2, b3, coefficients of influence of the gradients cci, et2, cc3.
A comparative analysis of the various equations showed that they
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I :
:?
. i z
1- E t--
I.,
E ; ?-? 1,--
,.. i where 7 states the effect of the groutings on the displacements.
?11? R.83
were not compatible, and also that the grouting of the joints, carried
out in October 1954, had changed the positions of the points observed
in the downstream face of the dam. The quantitative interpretation
of the displacements was then carried out by introducing another
unknown y in the expressions of the displacements in dales after dale /,
= 5:th (1111+ (121,-t- b 21 b2
It must lie noted that, for the displacements of the crown of the
_ . l' _. 4 . .; z .
f. f. 1-:=7: T.;: - --=.
.:
4Z arches al elevations 250 and 2 lo, the effects of the gradients on the
! f,' 7
z... i
lii
LI
LI
-.200
$100
Other construction procedures such as thickness of lift and the time
interval between casting of successive lifts (exposure time) influence
the amount of heal. dissipated which in turn determines the magnitude
of the temperature changes. The thickness of lifts can be rigidly
controlled and the exposure time between lifts can be controlled within
limits subject to the practical limitations imposed by such things as
stream diversion and construction plant capacity. However, when
concrete is being placed at initial temperatures of 50 F or less during
periods of high ambient temperature, lift thickness has little influence
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on maximum concrete temperatures, and lift thickness limits ma be
dictated by construction plant capacities and capabilities, and the
problem of placing at the sloping downstream face of a dam.
Temperature changes can be and are influenced I.); the use of arti-
ficial devices. One of the first such temperature control means used
NN as artificial for forced) cooling wherein a coolant was circulated
through pipes embedded in the concrete. This method has been
prominently utilized by the Bureau of Reclamation and to a less extent
by the Tennessee Valle. Authorit T. V. A.), but only limited use
has been made by the Corps of Engineers. In its earliest application
the method was used primarily for the purpose of cooling a dain to
its final stable temperature so that joints could be grouted. Later
the idea was extended, notably by T V. A at Fontana Dam 171 to
include as a primary objective the control of temperature rise.
A second control dei cc extensively utilized is refrigeration, either
in conjunction with forced cooling as prex iously described, or in cooling
one or more of the ingredients of the concrete mix so as to lower the
placing temperature, thus reducing the maximum temperature and the
drop in temperature from maximum to final conditions. In a number
of instances where refrigeration has been a primar control measure
it has been supplemented by forced cooling in critical zones within
the structure.
Another artificial device which can influence temperature changes
is insulation. It has been used in the protection of freshly placed
concrete against freezing for many years but only within relatively
recent years has insulation been utilized extensivel as a temperature
control device in prevention of cracking. Its primary application is
in protection of surfaces which would other w ise be subjected to sharp
and severe drops in temperature
Thermal properties of the concrete also influence both the magnitude
and rate of heat loss and temperature changes, however, the thermal
properties of the concrete for all intents and purposes are not subject
to control. They are largely determined 1) the thermal properties
of the aggregates and the aggregates used in a structure are largely
fixed by availability of suitable materials and economic considerations.
In any event the range in thermal properties encountered in practice
do not materially influence the control of temperatures except in extreme
cases.
FUNDAMENTAL CAUSE OF TEMPERATURE CRACKING.
The fundamental cause of temperature cracking is restraint. Two
prominent restraint situations are common in mass concrete dams.
One of these results when differences in temperature occur in a dam.
The particular situation which causes cracking occurs when exposed
portions of a dam are severely cooled when subjected to low ambient
temperatures N1 bile the adjacent interior portions are at relatively
? 7 ?
R.93
high temperatures. The warm interior concrete restrains the cool
exterior concrete from contracting freely and when tensile stress in
excess of tensile strength develops, a crack occurs.
The other prominent, restraint situation occurs when concrete is
cast on a relatively rigid rock foundation or on relatively rigid old
concrete which has cooled. As the temperature of concrete rises it
is restrained from freely expanding by the rock or old concrete and
Lends to develop compressive stresses. Measurements of structural
behavior of mass concrete dams [6] have indicated however that very
little compressive stress develops as a result of the initial rise in tempe-
rature because of low modulus of elasticity and the relatively large
amount of creep which occurs. So a relatively minor decline in tempe-
rature relieves the small compressive stress and all further declines in
temperature against the restraining influence of the foundation sets
up tensile stresses.
It is of interest to speculate that there is a distinct possibility that
cracks first caused on bulkhead faces by restraint due to sharp diffe-
rences in temperature between interior and exterior portions of a mono-
lith may be extended entirely aim a monolith by subsequent effects
of foundation restraint. Conversely a considerable drop in tempe-
rature can occur, over an extended period of time (a matter of years),
against foundation restraint without causing a crack [3].
CONTROL OF TEMPERATURE CRACKING-BASIC OBJECTIVES.
Simply stated, the basic objectives in control of temperatures to
eliminate or minimize cracking are :
a. Keep the general cycle of temperature change in the structure
as small as practicable.
b. Keep the differences in temperature which prevail at any given
time in the structure as small as practicable.
In the light of the discussion of restraint and the circumstances
which cause cracks to develop it can be seen that the first objective
is of primary importance in the base of a dam where foundation restraint
is effective. Assuming that foundation restraint is as much as 5o 13?
up to a height above the foundation equal to 15 13/0 [7] of the base width
then about 3o % of the total concrete in a gravity dam of typical
section not divided by longitudinal joints is subject to potential deve-
lopment of appreciable tensile stress as the temperature of the concrete
declines from maximum to final stable. To keep this decline small
the temperature rise due to cement hydration must be small and the
placing temperature low. Under a given set of circumstances these
are not difficult to accomplish in cold weather; in warm or hot weather
they both become somewhat more of a problem.
The degree to which the second objective can be accomplished depends
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a great deal on construction programming, climatic conditions and the
utilization of artificial treatments to modify the changes which would
otherwise occur as a result of climatic influences. The second objective
is more difficult to plan for and accomplish than the first and in recent
experience it is believed that cracks have occurred more as a result of
failure to effectively cope with this problem than from the influence
of foundation restraint.
HISTORY OF DEVELOPMENTS.
The history of developments in control of temperatures and conse-
quently control of cracking due to temperature changes in mass concrete
dams is somewhat obscure prior to 19 io. There may be evidence,
however, in the limited available information [1] on two dams of note
(Arrowrock and Elephant Butte) built by Bureau of Reclamation
between 1912 and 1916 to indicate that the temperature problem in
mass concrete dams was given some consideration. In both of these
dams a so-called sand-cement was used. As a result the actual amount
of portland cement per yard of interior concrete in each dam was only
slightly more than two bags (2) (i SS pounds). Otherwise, however,
there is no evidence that any other measures were taken specifically to
control temperatures. These two dams are believed exceptional for
this period and for the most. part it appears that no specific attention
was given to control of temperatures. During this period the dams
constructed were relatively small. Arrowrock and Elephant Butte
at 349 and 290 ft. heights respectively, were exceptions.
Beginning about 1930 interest in the temperature control problem
was intensified by the work done in connection with design and cons-
truction of Boulder Dam. Much of this work centered on investi-
gations aimed at development of portland cements having favorable
characteristics for use in mass concrete. About this time low-heat
cement was used in Morris Dam (Pine Canyon [4]) in California. This
was the first known use of a special cement in a mass concrete dam in
this country, although it is known that limited use of a blend of slag
and portland cements had been made prior to this time in some rela-
tively small damns. Use of these blends, however, was solely for economic
reasons. The cement investigations for Boulder Dam and sbsequent
cement investigations influenced to a very great degree the development
of two types of portland cement having characteristics which make
them particularly suitable for use in mass concrete. These are commonly
called moderate heat and low heat cement respectively and in current
United States specifications for portland cement are identified as
types II and IV.
Concurrent with the interest in development of special cements for
mass concrete interest was generated and much progress made on
(2) One bag contains 9i pounds of cement..
?0-- R.93
development of analytical methods of predicting temperature changes
in mass concrete [41. Here again the work of the Bureau of Reclamation
n Boulder Dam played an important part in the interest in the problem?
and progress made. Consequently, a great deal of work on analysis
of temperature changes and the influence of various factors on tempe-
rature changes in mass concrete was undertaken; and the magnitude
of the problem and the rational possibilities of solution of the problem
were brought into better focus. Interest was also generated in measuring
temperatures in structures as a means of adding to the knowledge of
temperature changes which occur and for purposes of comparing the
actual with the predicted temperature.
Along with all of the developments there has always been a need
for analytical means of predicting what stresses will occur in a dam
due to temperature effects. In 1938, Carlson [5] said " For design
purposes it would be desirable to have a method of predicting the
stresses that would be likely to occur in a structure due to temperature
effects as well as to load. Although a considerable amount of progress
is being made in this direction, the time has not yet arrived for the
presentation of a rigid method of predicting thermal stresses. Such
stresses are affected by so many factors that even if all the necessary
information were available, the thorough analysis of stresses would
be too involved to be practical ". Unfortunately, the situation has
not materially changed since these statements were made. There are
still not available any practical analytical methods for estimating
stresses in a dam clue to temperature effects. Analytical methods of
predicting the temperature changes which will occur in a dam also
have definite limitations because of the multiplicity of variables involved
and because data on concrete and cement properties needed for analy-
tical studies cannot usually be precisely established.
In spite of deficiencies and limitations inherent in the available
analytical methods for predicting temperature changes and tempe-
rature stresses a great deal of the progress which has been made in
solving temperature control problems has been the direct result of such
studies. Nevertheless, it is a fact that in the final analysis the methods
which have been developed for control of temperatures are largely
empirical in origin and reflect to a great degree engineering judgement
based on observation and analysis of field experiences. The practical
aspects of what can be economically justified have also influenced the
history of developments in temperature control. Progress has there-
fore been largely evolutionary wherein new concepts have been adopted
slowly and with considerable caution and nearly always as a result
of direct experience rather than as a result of analytical studies.
EVOLUTION OF CORPS OF ENGINEERS PRACTICES.
The control procedures which are now in use by the Corps of Engi-
neers are the result of the type of evolutionary development referred
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to above. During the period 1933-19;o the Corps constructed among
other works five relatively large mass concrete dams. They ranged
in height from 13o ft. for John Martin Dam to 235 ft. for Conchas
Dam; and in volume of concrete involved from 337 000 cu. yds for
Mahoning Creek Dam to 1 100 000 CU. yds for Tygart Dam. In general
the temperature control procedures consisted only of use of moderate
heat portland cement (about the equivalent of present day type II),
limiting lift thicknesses to 5 ft. with a required minimum time between
casting of successive lifts of either 3 days or 3 days and the use of the
lowest cement factor then practicable, about 1.5 bags (329 pounds)
per cubic yard, for interior concrete.
These practices were not materially different front those followed
by T. V. A. and others during this same period for dams of compa-
rable size. Also the experience with respect to frequency of occur-
rence, size and extent of cracking was about parallel to that of T. V. A.
and others. In essence frequent, extensive and sometimes rather
large cracks occurred on bulkhead faces and tops of lifts exposed for
extended periods during fall and \sinter months. Also both generally
vertical and generally horizontal cracking on upstream and downstream
faces was frequent and extensive. The extent to which foundation
restraint, contributed to the start or extension of cracks on bulkhead
faces in these dams is not determinable but it is estimated that the
average temperature drop in the concrete in the first few lifts above
foundation rock placed in summer in these structures may have ranged
from So to Goo F which must be characterized as unfavorable even
though the decline took place over periods of several years. The
experiences during this period indicated that the control procedures
utilized were not very effective in eliminating or minimizing cracking.
In the period 194o to 1946 (World War II) only work of urgent
priority on projects contributing to the defense effort was undertaken.
Following 'World War II work on design and construction of dams was
immediately accelerated and since that time the Corps of Engineers
has completed in addition to other navigation and flood protection
works, eighteen major mass concrete dams ranging in height from
about 145 It. for John H. Kerr Dam to lo and 46o ft. respectively
for Pine Flat and Detroit dams. A total of nearly 18 million cu. yds of
concrete was placed in the IS dams ranging from about 3oo 000 CU. yds,
in Narrows Dam to 2 1So 000 cu. yds in Pine Flat Dam. The volume of
concrete in each of 6 of the 18 dams is more than 1 000 000 cu. vds.
In the light of previous experience and with the program described
above in prospect it naturally followed that the problem of control
of temperature to eliminate or at least minimize cracking was given
major consideration in planning for these dams. Soon after the
resumption of work in the immediate post World War II period the
use of entrained air in all Corps of Engineers concrete was instituted.
As an immediate result it was possible to effect substantial reductions
in the'amount of cement used with a consequent major benefit to control
of temperatures. The full potential of entrained air in reducing the
?11? R.93
amount of cement required however was not realized initially in a
number of instances because aggregates, particularly fine aggregates,
were not as well or uniformly graded as they should have been.
The next important step therefore in improving on methods of tempe-
rature control procedures was to develop improved grading and unifor-
mity of grading requirements for line aggregate. This was essential
to uniform and sustained use of the lowest practical cement factors in
interior concrete where from experience it had been amply demon-
strated that lean mass concrete mixes are extremely sensitive to varia-
tions in amount and grading of tine aggregate, and is also important
in uniform control of air content which is an absolute necessity if
required workability is to be maintained in very lean mass concrete.
The combined benefits from use of entrained air and fine aggregate
of proper and uniform grading have made it possible to reduce cement
factors for interior concrete by more than 9s %. Prior to use of
entrained air and fine aggregate having optimum grading characte-
ristics for lean mass concrete, cement factors for concrete made with
manufactured coarse and fine aggregate averaged about 3.5 bags/cu. yd,
and for concrete made with natural and fine aggregate cement factors
generally averaged about 3.25 bags/cu. yd. Currently the cement
factor for interior concrete made with all manufactered aggregate
is 2.5 bags/yd or slightly less; and for all natural aggregate the cement
factor is usually 2.25 bags/cu. yd. Carlson 151 has stated, " The effect
of lower cement content on temperature rise is similar to that of substi-
tuting a lower-heat cement. Both heat of hydration and heat loss in
mass concrete are almost exactly proportional to cement content under
ordinary conditions. Therefore, a given percentage reduction in
cement content will produce nearly the same percentage reduction in
temperature rise ". It is evident therefore that to achieve a reduction
of a 5 % in cement content is a major benefit to the control of tempera-
tures in mass concrete dams. In terms of temperature rise for concrete
made with average Type II portland cement and having average thermal
properties a reduction in cement from 3.5 to 2.5 bags/cu. yd means a
reduction in adiabatic temperature rise of about 120 F at 25 days.
In seeking further means of controlling temperatures in mass concrete
dams the idea of precooling the ingredients to lower the placing tempe-
rature was investigated and improved on as experience with the method
was gained. The first known uses of this idea were by the T. V. A.
at Hiwassee Dam [8] in 1938, and by Bureau of Reclamation at Friant
Dam 191 in 194o. At Hiwassee the placing temperature in the summer
months was reduced from about 78? F to about 720 F by use of refri-
gerated mixing water. At Friant Dam refrigerated mixing water
containing slush ice reduced the placing temperature of the concrete
to 70? F in summer. In neither of these cases was there enough
reduction in placing temperature to have been of major benefit as a
temperature control measure.
In the development stages of use of precooling by the Corps of
Engineers there were uncertainties as to cost and there was no expe-
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B.93
11'1841 lilt IlitoImo
? 12 --
?
=
-
R.93
rience in cooling the ingredients in the mix except water. Consequently
the limits initially established in specifications as the maximum allo-
wable placing temperature were influenced materially by what was
considered the practical limits to which precooling could be accom-
plished. Typical of the requirements initially was the maximum
allowable placing temperature of 61? F set for Bull Shoals Dam started
in 1918 and the 69? F maximum set for John II. Kerr (Buggs Island)
which was started in m (table 1). It soon became evident that
precooling to temperatures well beim% those initially specified would
be entirely practical by using refrigerated mixing water and ice; and
by cooling the aggregates. Economical methods for cooling aggregates
were soon developed and it became feasible for subsequent dams to
reduce placing temperatures to 100 F and below during periods of high
ambient temperature in the summer months.
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The ability to regulate temperature changes in a mass concrete dam
by controlling placing temperatures in the range of 5 to 500 F the year
round ranks as a major improvement equal in importance to the
benefits derived from reducing cement factors by the combined use of
entrained air and properly graded fine aggregate. 'Whereas in summer,
placing temperatures formerly ranged from 75 to 85? F and maximum
interior temperatures reached ito to 1250 F and higher, with placing
temperatures reduced to about 50 F maximum temperatures rarely
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R.93
? 14 ?
exceed 9501F. Mean annual temperatures usually are in the range
of 55 to Goo F which means that average drop in temperature from
maximum to final stable is reduced from the range 5o to 700 F to the
range 35 to ,Ioo F. The combined influence of the use of entrained air,
properly graded sand and precooling is best demonstrated by a compa-
rison of experiences on some earlier projects with the experiende on some
recent. projects (Table 2).
The most recently adopted temperature control measure is the use of
60
50
tA- 40
30
1"ceilumf
piostIc
No insulation
Cr)
205
TAB LE ROCK
4 3 2
DEPTH ( FEET)
6
50
U. 40
30
20
5 4 3 2
DEPTH ( FEET)
..,
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I
hberboord
t?.
I
.,
1
.
No insmot,on
CHIEF
JOSEPH
Fig. 3.
Effeci of insulation on concrete temperatures
near bulkhead face during winter exposure.
Influence de l'isolation sin' hi temperature du beton
pres des laces monolithique.s, au corms de Niftier.
Cellular plastic = Plastique cello Ia ire.
Fiberboard = Carlon-fibre.
No insulation = Sans isolation
13ulkhead face = Cote monolithique.
Depth (feet) = Prolondeur (pieds).
insulation Lo protect surfaces which for reasons of construction expe-
diency would otherwise be exposed to very low ambient temperatures
during winter months. High bulkhead faces on monoliths adjacent
to monoliths left low for stream diversion are one of the prominent
situations where the use of insulation is essential if the occurrence
of cracks is to be avoided. The tops of lifts in monoliths where regular
casting is interrupted for construction reasons during winter months
is another situation where insulation is utilized. The influence of
insulation on temperature is illustrated in figure 3.
? 15 ?
PRESENT PRACTICE SUMMARIZED.
R.93
The present practice of the Corps of Engineers for control of tempe-
ratures to eliminate or minimize cracking in mass concrete dams may
be summarized as follows :
a. Conent type. pc 14 portland ; or a blend of type 11 port-
land and either natural or slag cement; or type 11 portland and a
suitable pozzolan; or 1.pe I. S. M. II. portland blast-furnace slag cement
is utilized. The applicable limits on heat of hydration of type II
portion(' cement and t pe I. S. M. 11. portion(' blast-furnace slag
cement apply.
b. Cement Content. Lowest practicable cement factors are utilized.
Cement Factors of )to ".10 bags 'Cu yd are usual for interior concrete;
higher cement factors (about I.o bags/cu. yd) are used in the outer 5
to 8 ft. at the upstream and downstream faces.
c. Placing leniperature. - Maximum allowable placing temperature
is fixed at 5o0 F.
d. Insulation. ? Surfaces to be exposed for long periods
(usually I 5 days or longer) during winter are required to be protected
by indulation.
e. Construction Procedures. -- Lift thicknesses of 5 or 7.5 ft. are
utilized. A maximum allowable exposurelime (usually 19 to I 5 dayse
is set rather than a minimum exposure. This is designed to insur)
that casting of successive layers (or lifts) in a monolith will proceed
at a regular and uninterrupted rate. Difference in height between
adjacent monoliths is limited to three lifts (15 or 22.5 ft. as the case
may be) except where greater differences are necessary as a construction
expedient.
f. Related Factors. ? Three important factors contribute materially
10 the overall control program by making it possible to utilize the
extremely low cement factors in the interior concrete. They are :
a. properly and uniformly graded aggregate, particularly fine aggregate:
b. entrained air and c. use of heavy duty internal vibrators to compact
or consolidate the concrete.
COMPARISON WITH OTHER PROCEDURES.
Fundamentally all approaches to the control of temperatures include
practices which are more or less basic to the problem. These include
the use of lowest practical cement factors, the use of cement of favo-
rable heat generating characteristics and the regulation of construction
procedures. In the use of refrigeration, however there is a matter
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of fundamental difference between the practice of the Corps of Engineers
and that of some other agencies. In the Corps' practice the major
use of refrigeration is largely limited to lowering the original (or placing)
temperature of the concrete as a means of significantly reducing the
maximum temperature experienced in a structure. Other agencies,
notably the Bureau of Reclamation and to a limited extent the T. V. A.,
have utilized refrigeration to remove heat from the structure by forced
or artificial cooling. Because of this fundamental difference in utili-
zation of refrigeration it is of interest to asses the advantages and
disadvantages of the two methods.
The principal advantages of precooling are ease and positiveness
of field application and control and low cost. The greatest disadvantage
of precooling is that regulation of the temperature cycle is limited to
control over the maximum temperature attained
The advantages of forced cooling (at least theoretically) are its
flexibility of application and its control over the entire temperature
cycle. The latter when fully effective would obviously be of parti-
cular value in regulating interior temperatures so that the large diffe-
rences in temperature between interior and exposed portions of a dam
are avoided. The principal disadvantages of forced cooling are its
complicated and difficult application and control under field conditions
and its high cost.
EXPERIENCE ON RECENT PROJECTS.
The 18 dams constructed by the Corps of .Engineers since World
War II are widely dispersed geographically and climatically throughout
the United Slates. Eight of these from which measured temperatures
are available represent reasonably well the group with regard to control
procedures and experience. Table 1 summarizes the specified control
procedures and the actual experience on these jobs in achieving the
controls intended. The influence of the use of low cement factors
(interior concrete) and the use of low placing temperatures is reflected
in the relatively low maximum temperatures which occurred in these
structures. Also it will be noted that as a result of early experience
with precooling it became evident that it would be practical to specify
and achieve very low placing temperatures (5430 F and lower) in the
warmest summer months. Thus whereas in the four projects started
first the maximum allowable placing temperature ranged from 62
to 700 F, the maximum allowable placing temperature on the other
four was set at 5o0F.
Typical maximum temperatures in three recently constructed dams
along with similar information from five earlier dams are summarized
in Table 2. The influence of control procedures involving use of low
cement factors, cement of favorable heal. generating characteristics,
and low placing temperatures is obvious.
-- 17 -
R.93
Bulkhead surfaces and tops of lifts exposed during construction
Lo extremely !cm ambient temperatures are cry likely to crack. Such
cracks may extend themselves rather than close as cooling and appli-
cation of load occur. Figure ; illustrates how the temperatures at
and near a bulkheadt face are influenced by low ambient temperatures
and the beneficial effect of insulation. The surface temperature for
80
70
6
(62)
? ?
?
(751
cBulkhead
'" Face
-12)
40.
Monolith I
Join( !
025; IzI
(781 (
\s1
?051?
?(2)?
to 5
1,E PTH (rEET)
Fig. I.
Temperature gradient. near monolith joint.
Gradients de temperature aupres d'un joint stir one pantie monolithique
Monolith joint Joint stir pantie monolithique.
Bulkhead face (Aitel monolithique
Depth (feel) Prolondeur (pieds)
Curve numbers in ( ) are ages of concrete in days. Monolith on left. pla-
ced 28 September 1(01. monolith on right of joint placed 3o November III', I.
Les nonthres entre parentheses sur les courbes indiquent rage du beton en fours
La pantie monolithique de. gauche dah: do 0; septembre 195i ci celle de (freak
du 3o novembre
the insulated conditions is about .)oo F higher than for the exposed
condition and the temperature gradient is much less severe. The
difference between the temperature conditions with and without the
benefit of insulation can evidently be the difference between starling
a crack and preventing a crack
The benefits to be derived from limiting the difference in height
between adjacent monoliths so that exposure of bulkhead faces is
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R.93
? 18 ?
kept to a minimum, particularly during periods when low ambient
temperature may occur, are self-evident. Figure illustrates tempe-
rature conditions which develop while a bulkhead face is exposed and
after ii is covered by the adjacent monolith. In this ease the adverse
temperature differentials which existed adjacent to the bulkhead face
after the 62-day exposure (admittedly an abnormally long period)
were soon corrected by the effect of the covering concrete.
The test of a procedure for control of temperature for the purpose
of preventing or at least minimizing cracking is the amount., frequency
and severity of cracking which occurs. Experience in constructing
18 dams using the control measures described has demonstrated that
largely these measures are effective in minimizing cracking and pre-
venting the occurrence of structurally dangerous cracking. In some
instances almost total elimination of cracking has been achieved; in
at least one case the number of cracks which occurred indicated the
procedures were not as effectively applied as would have been desirable.
In the latter case sonic of the cracking which occurred on bulkhead
faces would have been prevented if these faces had been insulated.
In no case however is there any evidence that the cracking which did
occur is structurally significant.
In summary it may be said that cracking in some of the eight repre-
sentative structures has been almost completely eliminated. Most
of the cracks which have occurred are best described as hairline, of very
limited extent and of essentially superficial depth. On one of these
dams (John H. Kerr, formerly called Buggs Island) not a single crack
of even hairline width was observed on any bulkhead. No cracks of
any kind have occurred in any of the galleries of this dam. The absence
of cracking in this dam is phenomenal considering the diversion scheme
used (fig. 1).
Success in eliminating cracking in the other dams listed has not
been quite equal to the experience cited for John H. Kerr. However,
on the two highest dams constructed since 1945 (Pine Mat and Detroit)
the experience was good. At Detroit no vertical cracks were observed
on any exposed bulkhead. In this connection it is worth noting (fig. 2)
that with one minor exception all monoliths in the dam were brought
up uniformly and progress was regulated to keep the differences in
height between adjacent monoliths at a minimum. Consequently,
the time of exposure of bulkhead faces was a practical minimum. In
the one exception a single monolith?on the left abutment was constructed
to a heigt of about 40 ft. as a construction expedient. The bulkhead
faces of this monolith were insulated and stood through one winter
season without cracking. The only other cracking evident at Detroit
are two minor horizontal cracks on the downstream face; and some
very minor cracks in the adits and galleries. No cracks of structural
significance occurred at Detroit Dam.
Experience at Pine Flat in minimizing cracking was not quite as
good as at Detroit though excellent in comparison to earlier e.kperience
as typified by the Norris Dam [10] experience. AL Pine Flat Dam
- 19 ?
R.93
some vertical cracks, mostk hairline to 0.01 inches in width, were
observed on several bulkhead faces following an unusually cold period,
but there has been no significant cracking noted on the upstream and
downstream faces of the structure. The only current evidences of
cracking is some leakage in the intake monoliths and a few minor cracks
in galleries and ad its. Here again, considering the magnitude of the
structure, the relativel small number, size and extent of the cracks
which occurred is gratif3ing idence of the effectiveness of the controls
utilized. It should be noted that the use of insulation was not a general
practice when Pine Flat was constructed and the cracking on bulkheads
described probabl would have been avoided if these had been pro-
tected by insulation. No cracking of structural significance has
occurred at Pine Flat.
Not all of the experience in control of cracks has been as successful
as at John II. Kerr, Pine Flat and Detroit Dams. One exception is
at Chief Joseph Dam, where vertical cracking occurred on eleven bul-
khead faces and horizontal and vertical cracks have developed on the
upstream and downstream faces in )0 of the ,7 monoliths. Even
though occurrence of cracking was more frequent and the cracks were
more extensive than in other dams built by the Corps of Engineers
during this period, no cracking has occurred which is structurally
dangerous.
CONCLUSIONS.
On the basis of these experiences the following conclusions seems
j usti tied :
a. It is both possible and practical to prevent structurally signi-
ficant temperature cracking in mass concrete dams.
b. The temperature control practices utilized by the Corps of Engi-
neers have been notably effective in preventing structurally signi-
ficant cracking.
c. The problems ill\ oh ed in eliminating or minimizing temperature
cracking are extremel3 complex and up to now do not lend themselves
to precise solution. Consequently effective control practices have
been largely arrived at empirically.
ACKNOWLEDGMENTS.
The assistance of James A. Rhodes in the preparation of this paper
is gratefully acknowledged.
REFERENCES.
1. E. B. BURWELL Jr and R. I-1. NESBITT, The XX Borehole Camera
(..11ming Engineering, August 1954, p. 8o5-8o8).
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? 20 ?
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Mass Concrete (Journal of the American Concrete Institute, vol. 9,
No. 4, March-April 1938, p. 477-495).
3. C. RAWIIAUSER, Cracking and Temperature Control ol Mass Concrete
(Journal of the American Concrete Institute, vol. 16, No. 4,
February 1945, p. 3o5-346).
4. J. L. SAVAGE, Special Cements for Mass Concrete (Bureau of Recla-
mation publication prepared for consideration of Second Congress
of the International Commission on Large Dams World Power
Conference, 1936).
5. ROY W. CARLSON, Temperatures and Stresses in Mass Concrete-
(Journal of the American Concrete Institute, vol. 34, No. 4, March-
April 1938, p. 497-515).
6. Tennessee Valley Authority, Technical Monograph No. 53, Measu
rements of the Structural Behavior of Norris Dam, November 19 II.
7. T. V. A., Technical Monograph No. 12, The Fontana Project,
August 195o.
8. 0. LAURGARRD, Crack Prevention Program, Iliwassee Dam (American
Society of Civil Engineers, Proceedings, vol. 67, March 190,
p. 327-349).
9. C. T. DOUGLASS, Concrete Mixing Plant for Pliant Dam (Civil
Engineering, April 1942).
10. T. V. A., Technical Report No 1, The Norris Project, 1939.
11. T. V. A., Technical Monograph No. 67, Measurements of Structural
Behavior of Norris and Hiwassee Dams, August 195o.
12. T. V. A., Technical Monograph No. 69, Measurements of Structural
Behavior at Fontana Dam, June 1953.
SUMMARY.
The vexing problem of temperature cracking in mass concrete dams
has been given intensive study over a long period. Analytical studies,
and measurement of temperatures in a number of dams have provided
an understanding of the nature and complexity of the problem. The
problem arises out of situations involving temperature changes wherein
restraint causes tensile stresses to develop which exceed the tensile
strength of the concrete. The heat generated during the selling of the
cement has an important bearing on the magnitude of the problem.
Climatic conditions, and construction procedures also play an important
part in the problem.
The solution to the problem reduces to the matter of control of the
magnitude of the changes and differences in temperature which occur.
A number of devices have been developed over the years and used in
various combinations. Fundamentally these include :
a. Use of cement or cementing materials of favorable (low) heat
generating characteristics;
b. Use of the minimum amount of cement or cementing material
commensurate with the placability, strength, permability and durability
requirements of a dam;
R.93
c. Regulation of construction procedures to avoid or minimize
situations conducive to cracking and to control temperature changes;
d. Artificial treatments such as pre and post cooling, and insulation.
The Corps of Engineers has developed and is using temperature
control procedures encompassing these features. Through use of
properly and uniformly graded aggregates (particularly fine aggregates),
and the use of entrained air, it has been possible to reduce cement
factors for " interior " concrete to as low as 2 1/4 to 2 1/2 bags (212
to 235 pounds) per cubic 3ard. Type II portland cement or Type II
in a blend with either natural or slag cement or a suitable pozzolan
are used.
An outstanding feature of the Corps' control procedure is the utiliza-
tion of precooling to reduce the temperature of the concrete to 500 F
or below when placed thus materially reducing the maximum tempe-
rature of the concrete due to heat generation. Another feature of the
procedure is the use of insulation to protect surfaces which would
otherwise be subject to very low ambient temperatures during cold
weather.
Cracking in dams constructed since 19 i5 has been materially reduced
in comparison to that which occurred in dams built prior to that time.
Structurally significant cracking has been avoided ill all recently
constructed dams. In some dams, notably John I-I. Kerr and Detroit,
cracking was almost totally eliminated.
Experience has indicated these control procedures to be practical
economical and effectiNe.
RESUME.
Depuis longtemps, on a etudie attentivement lc probleme Lres discutd
de la temperature de fissuration des barrages de beton massif. Des
etudes analytiques et des mcsures de temperature sur certains barrages
out mis en lumiere la nature et la complexite de la question. Ce pro-
blame resulte de situations qu'entrainent les changements de tempe-
rature mettant en jeu des contraintes de traction qui depassent la
resistance du beton. La chaleur engendree pendant la prise du ciment
est etroitement Hee i l'importance du probleme. Les conditions clima-
tiques et les procedes dc construction jouent un role important.
La solution du probleme reside dans le contrOle de l'amplitude des
variations et des differences de temperature qui se produisent. Un
certain nombre de dispositions (lilt ete mises au point et sout employees
suivant diverses combinaisons :
a. Emploi de ciments ou de melanges de ciments presentant des
caractoristiques favorables de degagement (foible) de chaleur;
b. Emploi de la quantite minimum de ciment ou de melange de
ciments compatible avec les exigences de mise en cettvre, de resistance,
de permeabilite et de durabilite du barrage;
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c. Reglementation des procedes de construction pour eviter ou
attenuer les conditions qui contribuent a in fissuration et pour reduire
les changements de temperature;
d. Traitements artificiels, tel que le refroidissement prealable et
ulterieur et egalement isolation.
Le Genie de l'Armee a developpe et a employe le controle de In tempe-
rature par des procedes faisant intervenir les dispositions ci-dessus.
Grace a l'emploi d'agrogats de composition granulometrique convenable
et uniforme (particuli6rement agregats fins) et du procecle d'adration,
il est possible de diminuer in quantite de ciment jusqu'a 2,25 ou 2,5o sacs
(212 on 235 livres) par yard cube. On emploie le ciment portland,
Type II, on le Type II en m?nge avec un chnent naturel, un ciment
de laitier ou une pouzzolane convenable.
Une caracteristique notable du proc? de contrOle du Genie est
l'utilisation du refroidissement prealable pour reduire les temperatures
du beton a 5o0 F ou moms a in mise en ceuvre; ainsi in temperature
maximum du beton resultant du degagement de chaleur est notablement
reduite. Une autre caracteristique du procede est l'emploi de l'isolatione
pour proteger les surfaces qui seraient exposees aux temperatures
ambiantes tres basses pendant les temps froids.
On a beaucoup reduit la fissuration des barrages construits depuis 1945
par rapport A cc qui se produisait dans les barrages construits ante-
rieurement. On a dyne Louth fissuration prejudiciable dans tous les
barrages de construction recente. Dans certains barrages, John I-I. Kerr
et Detroit, la fissuration a ete. eliminee presque totalement.
L'experience a montre que ces procedes de controle sonL pratiques,
economiques et efficaces.
Extrait Cu Sixienze Congres des Crawls Barrages.
New York, 1958.
1
1
1
PAR IS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprime en France.
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIENIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.94
QUESTION N? 22
W. E. COLLINS
AND F. J. DAVIS
(U.S .A.)
EPREUVE
Reproduction interdite
CONSTRUCTION CONTROL
OP HIGH EARTH DAMS (*).
W. E COLLINS and F J. DAVIS,
Supervisory Civil Engineers, U. S. Bureau of Reclamation.
INTRODUCTION.
The problem of design and construction of earth dams has often
been stated broadly as follows : For a given site, including the foun-
dation and borrow materials, there must be constructed the most
economical section which will satisfy the purpose of the structure and
which will be stable under all the internal and external forces which
may be brought to bear on The structure. A satisfactory solution to
this problem requires adequate investigation to determine site condi-
tions and types and quantities of available materials; consideration
of all the project planning data which determine the function of the
structure; consideration of multitudes of design details which play a
part in satisfactory fulfillment of the structure's function; and a
knowledge, not only of what materials and foundation conditions exist
but knowledge of the behavior of altered or treated embankment and
foundations material. Control of these alterations and treatment must
be maintained to insure a structure which will fulfill the function for
(*) Le contrtile de la construction des grands barrages en terre
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R.94 2 ?
which it was designed and which meets all of the design criteria. To
accomplish this purpose, control must be carefully planned; limits of
engineering properties for acceptable embankment materials must be
determined; specifications must be carefully written so that inspection
forces can be sure that a satisfactory end product will result; and cons-
tant inspection and laboratory testing are required throughout cons-
truction.
Construction control may be defined as the procedures used by the
Construction Engineer to insure that the design, as presented in the
plans and specifications is fulfilled. These procedures may be divided
into two types as follows : Those in which requirements are definite
and can be Tneasured by laboratory tests; and those which are indefinite
and require interpretation, judgment and construction experience. For
this paper, discussion of construction control is limited to control of
earth embankment and foundation preparation.
The total control thus involves much more than making routine
moisture-density tests of compacted embankment. Section I of the
paper deals with the portion of control associated with the laboratory
testing of placement conditions of the embankment and discusses
these elements for an actual Bureau. of Reclamation project. For the
example, control limits will be set and earthwork control tests will
be analyzed to show periodic results as well as an analysis showing the
overall placement conditions for the entire embankment.
Section II of the paper discusses the other aspects of satisfactory
control which includes foundation preparation and borrow area opera-
tion. Those elements not controlled by laboratory testing are discussed,
inspection responsibilities are noted, and specifications aids to control
are pointed out.
I. ? PLACEMENT CONTROL OF EMBANKMENT.
The water barrier for the impervious core of a large rolled earthfill
dam must satisfy five important criteria, all of which must be subjected
to rigid control in order to satisfy design requirements. These important
elements under control are :
1. The material must be formed into a homogeneous mass free from
any potential paths of percolation through the zones or along the
contacts with the abutments or concrete structures.
2. The soil mass must be sufficiently impervious to preclude excessive
water loss through the dam.
3. The material must not consolidate excessively under its own
weight.
4. The soil must develop and maintain its maximum practicable
shearing strength.
5. The material must not soften or consolidate excessively on satu-
ration by the reservoir.
?3? R.94
All of the above requirements are subjeci to rigid inspection and
control, are interdependent, and are related to compaction methods,
resulting dry unit weight, and moisture control. Inspectors must
be alert to construction' methods and procedures at all times and parti-
cularly those which would result in a nonhomogeneous fill from any
standpoint. It might be possible to have a fill that approaches homo-
geneity, as indicated by moisture and density tests, yet have strati-
fication, lack of bond between layers of embankment material or with
foundation contacts, pockets or lenses of material substantially different
from the remainder of the zone.
For Item 1, control is largely a matter of visual inspection. Item 2
is considered in selecting the borrow areas. However, many borrow
areas require selection or materials either by depth of cut or in areal
extent within the area to insure satisfactory results in this respect;
but even in homogeneous material, uniform moisture-density placement
conditions are essential. The third criterion is essentially a matter
of securing adequate densities. Under Item 4, there is not only
a requirement for good density, but a basis for an upper placement
moisture limit; and Item 5 is the basis for a lower limit. For Items 2,
3 and 5, the maximum practicable compaction is indicated, but in
order to satisfy Item 1 and particularly Item 4, maximum density
must sometimes be sacrificed to some degree.
Early earth dam practice was to use 98 ?,/, of the maximum density
obtained by a standard laboratory method of compaction as the
minimum requirement for embankment density, allowable moisture
content being the range that would result in at least that density.
Today, the very high earth fill dams being constructed make it necessary
to study continuously the moisture-density relationship. For the
proper moisture range, the upper limit depends on the construction
pore pressures that may be developed because of heavy loading and
also on the practical consideration of not getting the fill too wet for
economical operation of the equipment. The lower limit is dependent
on obtaining an embankment that will not subside and crack when
saturated by the reservoir. It has been found that, for some materials
? notably those high in clay content ? there is a very narrow range
of allowable moisture limits by these standards so that very diligent
and precise control is mandatory. The theories concerning the deter-
mination of the upper and lower placement moisture limits have been
well documented [1], 121, 131 (9. The upper limit is based on a study
of the laboratory consolidation data, the magnitude of pore pressure
potential of the material under loading, and the resulting effect on
stability of the structure during the construction stage. The lower
limit may also be studied by laboratory tests and is based on obtaining
a fill in which no appreciable subsidence will occur when the material
becomes saturated from the reservoir. The design of the dam is predi-
(1) For numbered references, see Bibliography.
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R.94 _ 4 _
cated, usually, on laboratory strength factors determined for material
remolded to the laboratory maximum dry density at optimum water
content.
Much has been written concerning methods and procedures for
obtaining field control consistent with these design factors of moisture-
density relationship. The Bureau of Reclamation has a standard
procedure wherein provisions of its Earth Manual are combined with
more or less standard specifications provisions. The new rapid method
of compaction control should be noted as an important step in improving
the quality of control of the placement moisture-density relationship 141.
Construction control of pervious zones should be pointed toward
securing in the fill desirable properties of : 1. homogeneity: 2. permeabi-
lity: 3. filter characteristics; 4. consolidation; 5. shear strength.
Homogeneity is important in order to insure reasonable distribution
of the inevitable seepage from the impervious zone throughout the length
of the dam. Concentration of seepage water into a few channels may
induce dangerous piping even in gravel. Pervious zones should be
at least 10 times more permeable than the interior impervious zones,
and usually are very much more pervious than the minimum requi-
rement. This is necessary in order that the line of seepage for the
steady state is appreciably lowered at the contact between the impervious
and pervious zones. Preferably the permeability of a pervious zone
should be large enough to eliminate the possibility of developing cons-
truction pore pressures in this zone. The filter characteristics, for gra-
dation, should be such as to serve as a mechanical filter to prevent the
fines of the impervious zone from moving out with seeping water. In
the pervious zone of an earth dam where large volumes and dimensions
are used, fixed gradation requirements consistent with filter theory are
rarely specified. However, for thin layers of filter material, such as a
blanket beneath the riprap and filters around drains and structures,
certain gradation requirements will be specified and should be rigidly
adhered to. Control of the first three elements for pervious zones is
largely a matter of visual inspection and direction to the contractor by
the field inspectors. The requirement for low consolidation and high
shearing strength can be obtained by proper compaction.
Both laboratory and field observations show that a freedraining
material is compacted efficiently by thorough wetting followed by
vibration. Laboratory tests show a definite relationship between
relative density and angle of internal friction and indicate that a relative
density of 70 % for well-graded sand containing a small amount of
gravel results in a tg (I) of just over 0.7. While the curve of relative
density versus angle of internal friction varies with the gradation of
the material, in most cases the o.7 tgil) value will be reached, or exceeded
at 7o % relative density. Since this value of 0.7 is ordinarily relied
on in design for cohesionless material, our minimum compaction requi-
rement has been arbitrarily placed at this figure. Experience with
coarser graded material has shown that relative density of only 3o
to 4o % may be obtained when rigid control of water and compacting
?5? R.94
requirements is relaxed. Thus, instead of the o.7 tggl, expected, a
value of only o.5 or less may be obtained. Since the pervious zone
must not only be inherently stable itself but is heavily relied on to
stabilize the impervious zone, it is readily apparent why compaction
requirements are specified for these materials.
Pervious zones also include rock fill and riprap portions of the dam
embankment. The same criteria of perviousness, filter characteristics,
and shear strength desired for sand and gravel zones apply to these
materials. Hand placing or special compaction is not necessary to
obtain satisfactory shear strength in rockfill and riprap zones. Riprap
must also have physical attributes of soundness, durability, high specific
gravity, and resistance to abrasion, and should be well graded. Since
extensive deposits of uniformly high quality rock are likely to be remote
from the dam site, every effort is made to specify the most suitable
material from nearby sources consistent with design requirements
and overall costs. Placement control for rock fill and riprap portions
of an embankment is largely a problem of selection of the most acces-
sible satisfactory material from the specified sources, considering both
gradation and quality. In the case of riprap the placing method,
although not specified, should be pointed toward achieving a well-
keyed blanket of rock having a definitely rough surface with no large
unfilled void spaces.
Since earth dam design is based on the concept of modifying the
design to fit the material rather than specifying materials to fit a design,
it is easy to see why the designer must be informed of the technical
records of control of the earthwork placement in order to insure that
his designs are adequate. In the Bureau of Reclamation, the designer
is so informed by submission of periodic embankment construction
reports from each project during the working season. Each report
is carefully analyzed for the quality of control obtained during the
preceding period and is constantly compared to the design assumptions.
An analysis is made following procedures developed by Davis for quality
control of earth embankments [5].
The following portion of the paper illustrates this close relationship
between design and construction by citing an actual example of the
earthwork control obtained at Glendo Dam, a typical Bureau of Recla-
mation project. The dam is located on the North Platte River
about 1-1/2 miles southeast of the village of Glendo, Platte Country,
Wyoming. The dam is a zoned compacted embakment having a
maximum height above the streambed of about m 7o ft. Three small
dikes across saddles in the south rim of the reservoir have similar
zoning. The dikes have a maximum height above the original ground
surface of 75 ft. The main dam embankment contains approxi-
mately To 5o,o0o cu. yds of impervious material and 1,320,000 cu. yds
of sand and gravel. The dikes contain about ;70,000 cu. yds of imper-
vious and ;67,0oo cu yds of sand and gravel materials. The principal
borrow area for the main darn embankment is located in the reservoir
area. The area consists essentially of two types of material, namely :
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t;
Sandy, silty clay to a depth of 15 it. overlying up to iS ft. of sand and
gravel. The primary factor controlling the embankment zoning was
that excavation of impervious material would uncover enough pervious
material to provide a balanced fill. Studies indicated that the overall
cost of placed embankment would be approximately the same for the
impervious material as for the sand and gravel. Consequently, the
dam was zoned to include about. 5o ?,10 of each type of material. This
resulted in core slops of 1-1/.1 to 1. The embankment was also designed
to include a miscellaneous Zone 3 embankment for the purpose of
utilizing considerable quantities of spillway excavation in such a manner
that this zone had no effect on structure stability.
Laboratory tests were made on representative borrow samples of
impervious material for all of the usual standard properties and for
one-dimensional consolidation. Stability of the embankment was
investigated using these test results combined with comparative strength
values of similar soils. The analysis showed adequate construction
stage stability with the impervious material placed at an average condi-
tion of standard laboratory maximum dry density and optimum water
content. Limiting moisture tests to determine the lower placement
moisture limit were not made. Such a limit is normally about 2.5
to 3 % dry of optimum. From past experience, considering the borrow
conditions prevailing at the site, it was estimated that placement
moisture could be controlled to a distribution having a standard
deviation of not more than 1.7. Thus, with average placement at
optimum water content, a significant portion (about two-thirds) of
the Zone 1 embankment could be expected to be placed between
limits of 1.7 % dry, and 1.7 % wet of the optimum condition. However,
such a distribution could be moved to the dry side without exceeding
the lower limit by setting limits of approximately 2.7 % dry to 0.7 %
wet for 68 % of the material.
In normal Bureau of Reclamation practice, the field compaction
curve for most materials can be shown statistically to be slightly above
the laboratory standard curve. Thus, average field dry density should
at least be approximately equal to the laboratory maximum dry density.
Ninety-eight percent of this laboratory maximum is usually taken as
a lower limit. A significant portion of material should not be placed
at densities less than this limit.
Figure i is a summary of the moisture-density control achieved for
the Zone 1 impervious embankment. During the months of April,
May and June 1956, heavy rains resulted in placement moisture distri-
bution somewhat wetter than anticipated. However, the small amount.
of material placed during these 3 months (approximately 2.6 % of the
total) was placed mainly in the cutoff trench on the right abutment,
and thus was not considered detrimental to stability. Such placement
was noted, however, and definite steps were taken to obtain drier
material in order to shift the moisture distribution to the dry side.
Excerpts from the August Report state : " Zone 1 materials were
excavated from the dam borrow area by a 5-1/2 cu yd dragline and
?7? R.94
by 23 cu. yd motor scrapers. ...Lhe average dragline cut is about 12 ft.
The motor scrapers excavated on a 5 to i slope through about S ft.
of Zone 1 overlay. ...Material as received from the borrow area
was near optimum moisture and rarely needed additional moisture.
Usually, iL was necessary to aerate the lifts with a disc to lower the
moisture content slightly. "
Noting the totals at the bottom of figure 1, nnd also the curve of
total material in figure 2, it is observed that only 3.9 % and 11.2 %
GLEN00 CAM
PERIOD
OF
REPCRT
Cu YDS
PLACED
NO OF
TESTS
AVE LAS.
OPT
MOISTURE
% Ere
DRY WT.
AVE, FILL
MOISTURE
% 0 y
DRY yrr
AVE MAX.
LAB DRY
DENSITY
PCF
AVE FILL
DRY
DEnsiTy
PCF
PERCENTAGE OF TESTS BEYOND
LIMITS
WETTER WW1
ORE + 076.
DR:ER THAN
OPT - 2 T%
L ESS IRAN
MAX LAB GEN
MINUS 2 PAU'
A131311,56
5 400
1 3
:6 13
,6 7
07'1
0521
383 I 7 7
7 7
MAT? 56
12,200
I I
19 3
19 9
1041
102 8
54 50
13 7
JuNE- 56
10.500
10
18 6
o8 9
'058
0721
300
0
0
AUG 56
213E000
106
17 o
Ill
107.8
107 8
17 9
0
13 7
SEPT 56
279.000
159
169
167
103 3
HA 5
13 2
25
120
OCT -56
2Io 360
'3'
169
164 0363
1Q99
130
46
34
SEC. 56
20000
?4
P39
ta g
tog 9
0361
0
14 3
35
MAR ? 57
68,520
38
i55
140 110 7
III 2
0
0
27
APR - 57
75,800
33
ISO
,5 4
1137
:II 3
12 8
0
10.2
889 57
77,700
38
162
.6 o
H09 8
110 I
21 1
0
5 2
JUNE- 57
192,000
110
:67
tE: 0
'COB
109 0
85
68
97
Jul T - 57
54,500
39
15 6
15 . .1 2 110 6
10 3
26
203
TOTAL
YARDAGE
1,074,980
716
tE. 8
164 '082 109 0
11 2
39
9 2
Fig. 1.
Summary of impervious earthwork control
Resume du controle des lures impermeables.
exceed the preestablished desirable limits. From figure 2, the actual
standard deviation can be estimated at approximately ? 0.9. Such
a narrow range of control can probably be attributed to preconditioning
of the borrow area to near optimum condition. The preconditioning
worked well in this 8 to 12 ft. strata of silty clay, with pervious material
beneath it.
Curves for 37 power-tamped tests and 128 tests of dike embankment
are also shown in figure 2.. Control of these impervious materials
compare favorably with that for the main embakment.
The percentage of tests at dry densities less than 98 % of maximum
laboratory dry density are shown in figure i for periodic results and in
figure 3 for the total material. The curve for the power-tamped tests
4
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R.94
PERCENTAGE LESS THAN
100
90
BO
70
60
50
40
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-3-27 -2
% BELOW
0 .07. ? 2
% ABOVE
VARIATION OF FILL MOISTURE CONTENT FROM LAB OPT
Fig. 2.
Moisture control Glendo dam and dike.
Confrole de l'hunddite. Barrage el digue de Glendo.
9 - -
R.94
3 should be noted in figure 1 since specifications require compaction for
this material equal to the rolled fill. Although the resulting densities are
not quite as good as rolled fill when compared to laboratory maximum,
there is still an insignificant amount below the 98 ?,0' criterion. The
variation in curves of dike and embankment tests may be attributed
30 z to slightly wetter placement of the dike material (fig. 2).
Two tamping rollers were used for compacting the dam and dike
40
impervious material. Although the rollers have differently shaped
tamping feet, they were essentially equivalent in compactive effort
as shown in the following data :
0
20
X
50
60 z
70 e
80
.3,00
i
1 1
I I
1 I
1
I
,,,,MENT
I
! I
I
I , DIRE
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I
I
I
I 98 PERCENT OF MAX LAB DRYill
3'
I
1
I
DENSITY IS 2 I TO 2 2 POUNDS?II
I
I BELOW MAXIMUM
I
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I
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t
I
I I
i
-6 -4
LBS BELOW
-2
+2
L8S ABOVE
VARIATION OF FILL DRY UNIT WEIGHT FROM MAX LAB UNIT WEIGHT
+4
Fig. 3.
Dry unit weight control. Glenda darn and dike.
Contrede du poids sec unilaire. Barrage el digue de Wend?.
10
20
II
aternl,ment 1-0110-1 1/,1111 (,/, nth) Stun.
\timber of IIrIIIIII I,
Length of ilrums 7 , in 7 , in .
Diumeter a drums I outside I. 1111 III foil III
TN Ile of feet ',quart. Bound
Total number feet per drum I i i I
Dimensions (II 1)0t111111 01 feel t I ? 1)% 3 in. i in dm
\ rea of bottom It feet 7 -) s 1 I. 7.0i) stI III
Length of feet . o I 1 in II I 8 m.
krea of feet o in from drum. u. 18 .1. In 8.(o, sq. in.
.. 8 ., 8.1 ) .. 7 .(0, .?
1)rtini area per tamping. fool . 4'1.3 .. 1Ii? ; II
Distain e between adjacent feel I I 10. 1., in
.. drums I , Ill. I i 10
\V?elgll of roller (emPIN ' m 1011 lb ,1 I'm lb
Ballast material used sand and 55 atm. Saud :Ind 55 :tier
\\ eight of roller ( as used I. io 7'ili lb c8Iii I lb
" (Imiled 115 IIII al area of
30 z all feet .
1
1.1eimers... lb sq? in i.tii lb sii in Front and rear
.- Front and rear
40 w
T?pe of frame . I l Oscillat in2seillating
.i.
50 t.,,,
. Pre-sure release %al% e -
?. 1 VS
60 6
re? The complete analysis of the impervious earthwork control consisted
70 of statistical derivations of the roller curve for both the main dam and
the dike embankments. The curves were derived as described by
80
J. W. llilf in 19 5 I NI. The resulting curves arc shown in figures I and 5.
90 In addition to the routine field density tests performed to control
placement moisture and density, I 5 percolation-settlement tests were
100
+6 Laken in the Zone 1 impen ions portion of the main embankment,
and i o shailar tests were taken m the impervious zones of the dike
embankments. These tests arc taken to provide a record of the per-
meability of the material and also to provide data for a continuous
check on the validity of preestablished moisture limits. The settlement
readings under equivalent fill load taken before and after saturation of
the sample provide a check on the lower moisture limit. Other data
NW-
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? 10 ?
provide a means of estimating the potential pore pressure for each
Particular sample.
A few statistics for the record permeability tests are cited here as
a matter of interest_ One test resulted in a percolation rate of I. l ft:yr,
+6
L7.
4.1
0 *4
a
118 +2
4"-
2 9
2'4
0 B
o
00 2
'-A.
-4
-6
---
STATISTICAL AVERAGE ROLLER CURVE
I NO 4 MATERiAL I
, 1 . 90% CONFIDENCE
L_ ----- r---_,-_
_1
LIMITS
_-
. 1
STATISTICAL AVERAGE
- 90% CONFIDENCE LIMITS
1
LABORATORY
CURVE
-3 ?2 -1 0 +1 +2 +3 +4
VARIATION OF FILL WATER CONTENT FROM LAB OPTIMUM PER CENT DRY WEIGHT
NOTE DATA BASED ON MINUS NO 4 FRACTION OF SOIL NEGLIGIBLE PLUS NO 4
VARIATION OF
FILL WATER
CONTENT FROM
LAS. OPTIMUM
(PER CENT DRY
WEIGHT)
NO
OF
TESTS
roTAL
901
VARIATION OF LAB DRY
DENSITY AT FILL WATER
CONTENT FROM MAX LAB
DRY DENSITY (LBS /FT 3(
VARIATION OF LAS DRY
DENSITY AT FILL WATER
CONTENT FROM FILL
DRY DENSITY (LBS /FT 3)
RANGE 1 m1D
RANGE
n
I STANDARD I SKEW
AVERAGE :
...._ ; ' NESS
DEVIATION
4 1 Cr I SK
STANDARD I SKEW-
AVERAGE
?.1 DEVIATION! NESS
x a 1 SK
-2.7 TO -I 7 1 -2 2
9
-I 44 TO 34 ' 013 *088
-0 88?039 1 146 I 023
16 70 -06 -I I
30
-075 C 009 028 -072
092 3061 1 194 +002
-05 TO +0 5 i 0
27
030001 0 I 0
-006 3038 1 18 -0061
+0 6 TO +I 6 1+i I
24
-0 72 10 08 I 024 : -0 71
-063 ?049 1 1 38 , -0 06
THE! ENTRY INDICATES 90 PER CENT CONFIDENCE LIMITS
Fig. 4.
Glendo dam. Statistical relation between roller curve
and laboratory compaction curve.
Barrage de Glenda. Relation stalistique entre la murk de cotnpaelagc cui rouleau
et la courbe de compacile du laborataire.
56 1/2 % of the tests resulted in rates of less than 0.05; 78 % resulted
in rates of less than 0.10 and 91 % had rates less than 0.2 ft/yr.
In figure 2 it may be noted that the placement. moisture distribution
for the samples tested in the percolation-settlement test approximates
the distribution of moisture in placed embankment. Thus, sampling
at approximate 30,000 cu. yd intervals may be assumed to be repre-
sentative of the embankments Since no record tests were made at.
? 11 ?
R.94
water contents drier than 2.2 % below the optimum conditions, very
little if any additional settlement after saturation should occur. This
conclusion is verified 1* an analysis of the data for the 55 record tests.
+6
-6
-4 -3 ?2 0
VARIATION OF FILL WATER CONTENT FROM LAB OPTimum? PER GENT DRY WEIGHT
NOTE DATA BASED ON MINUS NO 4 FRACTION OF SOIL NEGLIGIBLE PLUS NO 4
I
I
-.VAT esT.EAL
? i -NO
I
AVERAGE ROLLER
4 MATERIAL) I
CURVE
...."...
"....
1 j___ 4190: 00) FIDENCE LIMITS
e?
..?
.
90%
libite...
CONFIDENCE LIMITS ....'
?
..-
....'
-STATIST
CAL AVERAGE
LABORATORY
CURVE %
1
_
VARIATION OF
FILL WATER
CONTENT FROM
LAB OPTIMUM
(PER CENT DRY
WEIGHT)
NO
or
TESTS
(*Oat.
6561
VARIATION OF LAS DRY
DENSITY AT FILL WATER
CONTENT FROM MAX LAB
DRY DENSITY (LEIS / F T 3)
VARIATION OF LAS DRY
DENSITY AT FILL WATER
CONTENT FROM FILL
DRY DENSITY (LBS /FT')
R ANGE p.c;zr
,. STANDARD SKEW-
AVER"', I DEVIATION NESS
I I a SK
NDA
STARD ' SKEW-
AVERAGE DEVIATION NESS
7 I a 54
?18 TO .2.8 1 -3 3
18
-316 2 0 751 181 1 .022
-2 94 1 0841 198 -070
-27 TO -I 7 -22
53
-234? 042 L 82 1 -0 44
-079 2. 0 05r 743 1 -096
-302 :O i, 226 -0651
46 70-06 1 -I 1
206
-123 ?O231 197 -034
-05 10.0.51 0
248
010001 0 1 0
-039?019 1 179 *044
+0 6 TO +1 6 +i 1
_110 _
IS
6
-0672 0 07i 043 1-027
-195 1025 0541 -074
-0 77 3028 , 174 -0 18
1.1 7 TO +2.7 422
+2 8-10+3 8 +33
-128 30 891 189 1-0.14
-30530971108 1 +046
-0 38 32 281 253 , +0 46
THE!. ENTRY INDICATES 90 PER CENT CONFIDENCE Lt MI
Fig. 5.
Glendo dikes. Statistical relation between roller curve
and laboratory compaction curve.
Digues de Wendy. Relation statistique entre to courbe des rauleaus
et la enurbe compaeite en labaraloire
Only 2 tests showed as much as 0.9 of 1 % of additional settlement.
Such small effects may be due to minor defects in testing technique
and are of no consequence.
Analysis of the estimated potential pore pressure based on test data
result in a wide variation of values. It is quite likely that these wide
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variations are due partially to inconsistencies of measuring volume
change in the percolation apparatus. Nevertheless, assuming repre-
sentative sampling and accepting the Lest results at face value, it was
found that approximately 66 % of the tests indicated less than 20
uplift pressure and about 87 '34'3 of the tests would develop less than 554'0'
uplift.
Shear strength and consolidation tests were not made on the Zone 2
pervious materials. Comparing the gradations of this material with
materials previously tested, however, indicated that a relative density
of 7o % would assure a coefficient of friction of at least 0.7. A total
of 57 field density tests were Laken in this material averaging about 97 %
relative density. In the early stages of construction a considerable
number of tests of the Zone 2 material obtained from required exca-
vation and initial borrow area excavation showed relative densities
greater than too %. That is, compaction in the field was more effective
than standard laboratory procedure. This material contained consi-
derable silty fines and such results are not uncommon for the type of
material. It is also possible that difficulty in preventing squeezing
or caving of the 1111 density hole was encountered due to the silty fines
and introduced some error in volume determinations. However,
accepting the Lest results at face value, excellent density results were
obtained in this material.
? FOUNDATION PREPARATION
AND BORROW AREA OPERATIONS.
We have discussed the controls necessary for the embankment
material. Definite procedures and tests have been devised to insure
that adequate embankment is being constructed. However, for the
preparation of the dam foundation to receive the embankment, no
such techniques are available to the construction personnel respon-
sible for the execution of the designs and specifications.
The designer determines the foundation treatment that is necessary
based on his interpretation of the geologic reports and logs of the test
holes. Our present exploration procedure has definite shortcomings
in that design must be based on samples which represent a small part
of the foundation. It often happens that the appearance of a drill
core or sack sample obtained from test pits do not truly represent actual
conditions and the impressions gained from observation of full scale
foundation excavation is entirely different from observation of samples
obtained in an exploration program. It is necessary that the cons-
truction engineer be familiar with the design criteria so that he may
exercice the necessary construction control to satisfy the design and
specifications requirements. In most instances the designs and speci-
fications can only cover the general provisions for the preparation of
the foundations.
In contract work, the design and specifications must be broad to cover
13 ? R.94
the numerous unforeseen conditions that generally develop. Consi-
derable experience and judgment is necessary to insure adequate foun-
dation preparation and still not exceed the design requirements. While
the designer dictates the overall requirements, the construction engineer
must, at times and in cooperation with the designer, make minor revisions
to adjust the design to fit conditions as the construction work pro-
gresses. The construction engineer should assure himself that the
controls that he establishes will result in a foundation that meets but
does not exceed the design requirements. He should also assure
himself that the excavation m ill materially improve the foundation
and that the cost can be justified when compared to the benefits gained.
Ile should keep in mind the purpose of the foundation excavation;
that is, whether he is trying to improve the stability or trying to reduce
the permeability.
In some foundations the geologic conditions are well defined so that
the limits of the foundation preparation are easily established. In
these cases, the control consists of requiring that all material above
bedrock or an easily recognized strata shall be removed.
The most difficult controls to establish are for deeply weathered or
fractured foundations. It mna he economically infeasible to remove
all weathered or fractured material in which case the amount of exca-
vation should be commensurate to the improvement in the foundation.
A practical approach in some instances may be to remove all material
that can be exca tiled by scraper-type excavating equipment. In
other cases it may be desirable to remove all material which has an
in-place density less than a predetermined amount. Loess soils in the
west central United States having an in-place dry density of less than So
to 35 pounds/cu ft. will consolidate excessively on saturation and
should be removed or saturated before the, embankment is placed.
In some foundations, the density of the embankment material may
be used as a basis of selecting minimum density requirement for the
foundation.
Considerable saving can be made by using as much material exca-
vated from the foundation as possible. In many cases miscellaneous
zones are Km ided in the design of the dam to accommodate as much
dam foundation and structure excavation as possible. As the material
that can be used in this zone may be different from the other embank-
ment material the construction engineer must be familiar with the
designers' concept for the material in this zone. Because of the wide
variety of material excavated from a foundation, the construction
engineer must decide whether materials are to be used or wasted.
Materials which are saturated or are a mixture of fine-grained soil
and large boulders are the most difficult to use without processing.
The contracting officer should ha N e a thorough knowledge of the
materials to be excaNated so that lie can utilize these materials to the
best advantage consistent with design principles.
The design or specifications require that the impervious embankment
be placed in the dry. Of course, it is infeasible to interpret the word
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R.94 ? 14 ?
" dry " literally. In excavatingJe. I
Ow the water table unwatering
equipment is generally ineffective in removing water at the contact of
bedrock and the overlying sands and gravels. Sometimes seeps or
springs appear in foundation rock that cannot be effectively grouted.
In other cases the amount of seepage into the excavation may not be
sufficiently large to warrant the cost of an unwatering system. Gene-
rally, any seepage into the excavation is conducted to a sump through
ditches or tile drain where it is pumped out. The drains are grouted
with clay or cement grout after sufficient embankment is placed to
eliminate the seepage problem.
After the rough excavation for the foundation has been completed
the construction engineer must determine the degree of cleanup of the
foundation contact to receive the embankment. Special care should
be taken under the impervious zone of the embankment to insure that
the contact is not a potential path of leakage. The amount of cleanup
will depend on the type of foundation material. For foundations of
earth, little or no cleanup is required other than to insure that the
embankment is placed on undisturbed material. Foundations of hard
rock are cleaned by hand of all loose material. Sometimes water or
air jets are used to remove loose material from rock pockets. In soft
rock foundations care should be taken insure that excavation equipment
does not injure the foundation. For example, the treads of a tractor
may disturb the rock surface so that the contact consists of loose rock
fragments. The initial layer of embankment material should be thicker
than normal to insure that the teeth of the tamping roller do not disturb
the rock foundation.
One of the complex aspects of construction control may be involved
in directing operations in the borrow areas. The location and extent
of all borrow pits within a given borrow area, the depth of stripping
required, and the total depth of cut are all elements of control.
An important aid in controlling the location and extent of borrow
pits, including depths of cut, is provided by adequate preconstruction
investigation. However, such investigation cannot be sufficiently
concentrated to permit establishing definite lines and grades for the
excavation. Location and extent of the pits within the area may
depend on costs of clearing and stripping operations as well as on
selection of suitable materials. The degree of suitability may have
to be weighed against other factors in order to determine proper pits
and practicable, yet satisfactory, depth of cut.
In excavation in borrow areas, a small amount of organic material,
including some root growth, can be tolerated, especially if intermixed
with organic-free material. The depth of stripping sould not be deter-
mined entirely by the black color of the soil, which usually indicates
organic material, but should be determined after a careful evaluation of
the amount of organic material which can satisfactorily be included and
mixed with organic-free material. For very large borrow areas, a
reduction in stripping depth of only a few inches may result in very
substantial savings.
-13---- R.94
Many borrow areas contain \ iir. tug amounts of stratification. In
sonic cases, superior design can lw accomplished and is based on compo-
siting material for particular depths. Other borrow areas may contain
several types of materials, and depth of cut may be controlled on the
basis of differentiating between these arious t> pes and maintaining
the cuts to produce satisfactorik the separate materials fulfilling design
requirements.
Moisture distribution is a third factor to consider in directing depth
of cut. For unstrati tied materials, shallow cuts may be permitted
and, in fact, in* sometimes be required in order to control moisture
content. Quantities of water to be aided, methods of adding moisture,
and length or duration of preirrigation of borrow materials are all
factors in maintaining control in borrow areas.
As an aid ill this phase of control, preconstruction studies, and both
past and current experience aided by laboratory tests are valuable.
Adequate preplanning and comprehensk e analysis of exploratory
data are readily recognized from the above discussion as important
steps in obtaining satisfactory earthwork control.
13IBLIOGRAPHY.
1. J. W. !tax, Estimating Construction Pore Pressures in Rolled Earth
Dams (Second Conference on Soil Mechanics and Foundation
Engineering, Rotterdam, 19;8).
W. G. Hourz, The determination of Limits for the Control of Placement
3loisture in High Rolled Earth Dams (A. S. T. 31. Annual Meeting,
June i9 t8).
3. W. W. DAmis and J. W. HILL:, Implications of Pore Pressure in
Design and Construction of Rolled Earth Dams (Fourth Congress
on Large Dams, New Delhi, 1951).
4. Jack W. Him:, A Rapid Method of Construction Control for Embank-
ments of Cohesive Soil (Joint Conference A. S. T. 31. D-18 and
Sociedad Mexicana de Mecanica de Suelos, Mexico City, Decem-
ber 1957).
5. F. J. I) k vis, Quality Control of Earth Embankment (Third Inter-
n(ltional Conference on Soil 31echanies and Foundation Engineering,
Zurich, 1953).
6. J. W. Mix, Compacting Earth Dams with Heavy Tamping Rollers
(Paper 1 205, Journal S. 31. and F., Division A. S. C. E., vol. 83,
No. SM 2, April 1957).
SUMMARY.
Construction control for the purpose of this paper is defined as the
procedures used by the Construction Engineer to insure that the
design, as presented in plans and specifications, is fulfilled. These
procedures are divided into two types : Those in which requirements
are definite and can be measured by laboratory tests; and those which
are indefinite and require interpretation, judgment, and construction
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? 16 ?
experience. Section I of the paper deals with the portion of control
associated with the laboratory testing of placement conditions of the
embankment and discusses these elements for a Bureau of Reclamation
project. Section II discusses other aspects of control which include
foundation and excavation of material for embankment.
REsumt.
Dans cc rapport, le Contrtile de la construction est diMini comme
ensemble des procedes utilises par l'Ingenieur du Barrage pour assurer
que le projet a ete execute en accord avec les plans et les specifications.
Ces procedes se divisent en deux groupes : l'un oh les exigences sont
dallies et peuvent etre mesurees par les essais en laboratoire, et l'autre
oh cues soul indefinies et exigent lute interpretation, un jugement et
une connaissance de la construction. La premiere pantie de cc rapport
traite de la pude du contrOle Ede aux essais en laboratoire, y compris
les conditions de placement du remblai, et discute ccs points pour un
projet du Bureau of Reclamation. La deuxieme pantie discute des
autres aspects du contrOle qui comprend la preparation des fondations
ct l'excavation des materiaux pour le remblai.
Extrait du Sisienic Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
152903-58 Paris. ? Imp. GAUTHIER-VILLARS, 55, quai des Grands-Augustins.
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.95
QUESTION N? 22
P. T BENNETT
(U. S. A.)
EPREUVE
Reproduction interdite
MATERIALS AND COMPACTION METHODS
MISSOURI BASIN DAMS (*).
P. T. BENNETT,
Chief, Geology, Soils and Materials Branch,
U. S. Army Engineer Division, Missouri River.
INTRODUCTION.
During the past 10 years, more than two hundred million cubic
yards of materials have been placed in earth dams built or now under
construction by the Corps of Engineers in the Missouri River basin.
Of this total yardage, about 7o % has come from the excavation
required for spillways, structures, approach and discharge channels,
and abutment treatment. Some of the materials from the required
excavation have been soils, such as glacial till from the spillway area
at Fort Randall Dam, and from the left abutment at Oahe Dam, which
are excellent materials for rolled earth fill construction. The compaction
and moisture control of these soils have been handled in accordance
with the customary practices of the Corps of Engineers.
Excavations for structures has also produced large quantities of
materials of types which have not commonly been used in earth clam
(*) Maleriaus ci Inelhodes de compaclage pour les barrages du bass iii du Missouri
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50 -Yr 2014/04 : - DP -
ormn
R.95
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9 --
construction, such as interbedded shale anti limestone at Tuttle Creek
Darn, chalk at Fort Handal' and Ga c ins Point Dams, a soft shale at
Oahe Dam, and uncemented siltstones and mudstones at Garrison
Darn. The embankments have been especially designed to make use
of these materials, which otherwise would have been wasted at consi-
derable cost. Likewise, the conventional methods of embankment
construction have been modified in greater or lesser degree, as required
by the characteristics of the various materials. Test embankments,
constructed during design of the dams, served the dual purpose of
furnishing design data on the physical characteristics of there-compacted
materials, and initial development of compaction methods to be specified.
Selected examples of the use of materials from structure excavation
are discussed in this paper with emphasis on materials and methods
difiering from those most commonly used in earth dam construction.
Prewetting of earth fill material for Oahe Dam is also described, as an
example of the economic importance of this method at projects where
a high production rate is mandatory for earthwork.
COMPACTION OF FORT UNION MATERIAL
AT GARRISON DAM.
The Garrison project, located on the Missouri River near Bismarck,
North Dakota, is a multiple purpose reservoir which will store 23 million
acre feet of water. The dam is a rolled earth fill embankment 210 ft.
high, about 12 000 ft. in length, with a volume of 67 million cubic yards.
With very minor exceptions, structure excavations and their appur-
tenant channels constituted the sources for embankment materials.
The structures are founded on a deposit of tertiary age called the Fort
Union formation. A few localized lenses and strata of the Fort Union
are cemented and have the characteristics of rock. The formation is
interspersed with numerous beds of lignite, which made up approxi-
mately 13 (3,,, of the formation which was excavated. With these
exceptions, the beds of the Fort Union are uncemented, and might
be considered as intermediate in character between highly cohesive
soil and soft, weak rock. Considered as soil, the Fort Union formation
varies from fat clay (CR) to fine sand (Si). The formation is quite
thin bedded, and the entire range from clay to fine sand may be repre-
sented in only a few inches. Because of mixing during excavation
and fill construction, an average sample of the embankment could
be classified as medium clay. However the fill is actually made up
of chunks of Fort Union, each of which retains the character of one
of the parent materials.
In its original condition, the Fort Union is highly cohesive, having
unconfined compressive strength ranging as high as 3o tons sq. ft.,
with half the tests showing strength of tons sq. ft. or greater. As
would be expected of a heterogenuous deposit, the in-place density
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
?3? R.95
and moisture content of the Fort Union is rather variable. Figure
shows the normal range of moisture and density, the cross hatched
area on the chart representing the middle two-thirds of the range, with
extremes omitted.
Fort Union materials were placed primarily in the impervious and
random zones of the embankment, although some of the fine silty sand
phases were used in a semi-pervious zone. The heavy and medium
Fort. Union clays, because of their cohesive character, required 1111
placement procedures differing somewhat from conventional compaction
methods. As excavated and placed on the fill, Fort Union was quite
chunky. If excavated by shovels, the tougher materials when initially
dumped on the fill contained chunks up to one or two cubic yards in
size. If excavated by Euclid loader, individual pieces of several cubic
feet were not unsudual, while scraper excavation resulted in relatively
cry small chunks. A special roller with wedge-shaped teeth was used
for the initial breaking up of the large chunks. Between passes of the
spike-tooth roller, the material was smoothed with a dozer, continuing
until the maximum size of the individual pieces was reduced to eight
inches. Final smoothing of the eight to nine inch layers was accom-
plished with a blade grader prior to rolling.
Breaking up of the chunky Fort Union results in a mixture composed
of small relatively undisturbed pieces, in the gravel size range, and
pulverized material having more nearly the characteristics of a soil.
If the fine material has dried out in the process of excavating, hauling
and spreading, it is impossible to knit the mixture together by rolling.
It was found necessary to add water until the pulverized fines and the
surfaces of the chunks appeared to be quite wet. With this moisture
condition, compaction with a heavy tamper roller resulted in a solid
mass of Fort Union chunks, the voids between them being well filled
with the pulverized material. It was found that the water added to
obtain optimum workability under the rollers was very nearly the same
as the amount lost during excavation and spreading on the fill; the
moisture content of the embankment was therefore very nearly the
same as the natural moisture of the undisturbed Fort Union.
In the first three earthwork contracts, the specifications permitted
lifts 9 inches in depth, and required mo passes of tamping rollers executing
a foot pressure of 610 psi on tamping feet of 5 to 7 sq. inches. The
rollers had a weight of approximately 3 5oo pounds per linear foot of
drum. In general, the tamping feet sank into the surface of the fill
and even after the tenth pass left a loose mulch of material 6 to 8 inches
in depth. The chunky material behaved somewhat like a gravel
under the rollers, rather than like a cohesive soil. Although a 9 inch
lift was permissible, contractors found that a thickness of 8 inches
was more workable. Experience in the first three contracts indicated
that the last two of the ten specified passes were contributing very
little to the density, and the specification for the last two earthwork
contracts required only eight roller passes on 8 inch lifts.
IL is not practicable to reproduce, in laboratory compaction tests,
R. 93.
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R.95 _ 4 _
the gradation of chunk sizes produced on the fill by the construction
equipment. It is also highly improbable that the distribution of
moisture content between relatively undisturbed pieces of Fort Union
and pulverized matrix materials would be similar in field and labo-
ratory compacted specimens. As a consequence, laboratory compaction
90
12 14 16 18 20 22
MOISTURE CONTENT, PERCENT
TENEUR EN EAU, POURCENT
Moisture content and dry density of Fort Union materials.
(A) Original conditions.
(13) After compaction in the field.
(C) After Proctor compaction tests.
Teneur en can el dens ild seche des materiaux Fort Union.
(A) Conditions a l'origine
(13) Apra compactage chantier.
(C) Apres les essais de compactage Proctor.
?5? R.95
moisture content, and that the maximum densities at laboratory
optimum are generally about equal to the in place density of the parent
material. Also shown on figure i is the range of moisture and density
obtained in the embankment. As compared with the material in place,
the moisture content is practically unchanged, while the density is
approximately 5 lb cu. It. lower. Since much of the fill material
consists of pieces of the parent material retaining approximatey the
in-place density, it is evident that the dry weight of the recompacted
matrix of pulverized material is greatly reduced from the original
density. The embankment densities do not compare unfavorably
with the laboratory densities, but it is doubted that there is a
valid basis for comparison, since the laboratory materials were
pulverized to a degree that would be wholly impracticable as a field
operation.
Construction control of the moisture content was largely by visual
inspection of the workability of the fill. The criterion for density
control was based indirectly on shear tests, which indicated that the
design shearing strength would be obtained at densities 8o to 85 %
of those obtained with the modified Proctor test. The field objectives
were to obtain an average density of 87 %, with a minimum of 82
corresponding to about 94 and 89 % of the standard Proctor density.
Field control testing consisted in taking a density sample for about
each 4 000 cu. yds of material placed in the impervious and random
zones. While a moisture determination was being made on a portion
of the sample for record purposes, the material was recompacted at
fill moisture content for a comparison between wet density as placed
and wet density as recompacted. Provided the moisture content
is in the normal range, the minimum dry density criterion is satisfied
when the wet weight of the fill is within i o pounds of the wet weight
determined by recompaction. This method of density control, called
the " one-point modified Proctor test ", provides a very rapid and
effective check on compaction, and is especially suitable for use when
proper moisture control can be assured by visual observations.
tests were made primarily for comparative purposes, and not to esta-
blish a criterion for moisture or density of the fill. Figure 1 shows
the range of the moisture-density relation obtained by standard Proctor
compaction procedures on Fort Union Materials broken up to pass
the No. 4 sieve prior to compaction. It will be noted that in general
the laboratory optimum is one or two percent drier than the natural
USE OF CHALK AT FORT RANDALL
AND GAVIN POINT DAMS.
AL Fort Randall Dam, excavation for the the spillway, outlet works,
and power structures produced sufficient glacial overburden materials
to construct the earth fill. In addition, these structures required the
excavation of twenty million cubic yards of chalk.
Niobrara chalk is a marine deposit which occurs widely over the
great plains area, from Texas to Canada. It is exposed in the bluffs
of the Missouri River in southern South Dakota and is the principal
bedrock encountered in structure excavations at the sites of Gavins
Point, Fort Randall, and Big Bend dams. The formation is a lead
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R.95
? 6 ?
(Fray arffillaceous chalk or chalky shale. Its dry weight varies from So
to ii 5 lb Cu. ft., and its normal moisture content from ./o to Si 00.
The average compressive strength of the unweathered chalk is
about i 000 psi.
A part of the chalk was placed as a dumped fill to form a berm at
the downstream toe of the dam, adding to its stability. The remainder
was placed on the upstream slope, forming a berm with slopes of
on 15 within the normal range of reservoir levels. At these levels
the chalk berm has a thickness of 5o ft. or more and serves in lieu of
rock riprap hich otherwise would have been necessary.
Although chalk was not used for compacted 1111 at Fort Randall,
a test embankment was built in anticipation of its use as a major
component of the embankment for Gavin Point Dam, which was in
the planning stage while Fort Randall was under construction. On
the basis of these tests, the Gavins Point embankment was designed
to use all of the 5 million cubic yards of chalk excavated for the spillway
and powerhouse structures. The dam is 71 ft. high and 7 000 ft. long,
having a volume of seven million cubic yards. It consists of a central
impervious rolled fill core, flanked upstream and downstream by
compacted chalk sections having slopes of i on 3 and i on 2.5 respec-
tively. An impervious upstream blanket underlies the upstream
chalk section, and extends beyond the upstream toe to a line Goo ft.
upstream from centerline. Overlying the upstream slope is a massive
protective berm of uncompacted chalk with slopes of i on 15 at normal
pool levels. As at Fort Randall, the massive chalk section protects
the upstream slope in lieu of hard rock riprap.
Much of the chalk at Gavins Point was highly weathered, and could
be excavated by shovel or dragline without blasting. Moisture control
and compaction procedures for the weathered chalk were essentially
the same as for soil. Firm, unweathered chalk was blasted before
excavation, using about 0.9 pounds of lo % dynamite per cubic
yard.
The firm chalk spread in 12 inch lifts was broken down on the fill
by four passes of a spike-tooth roller weighing 5o 000 pounds, equipped
with teeth 10 i 2 inches in length. Compaction was obtained either
by six passes of a heavy tamping roller or by three passes of a 5o tons
rubber tired roller, at the option of the contractor. Both methods
were used, and gave comparable results. The contractors generally
preferred the rubber tired roller because of the fewer number of passes
required.
Some of the drier chalk gave better results when water was added
to moisten the fines. The water, when required, was added during
spike-tooth rolling, with lesser amounts during final compaction.
The rolled chalk fill had an average dry weight. of 88 Ib'cu. ft. and a
moisture content of 28 %. Check tests on samples from the fill showed
the angle of internal friction to vary between 25 and 110 as compared
with the design value of 260.5.
7
SHALE AND ROCK FILL AT TUTTLE CREEK DAM.
R.95
The Tuttle Creek Reservoir on the Big Blue River is a key project
in the flood control plan for the Kansas River basin, providing storage
for 9 200 000 acre feet of water. The dam, located near Manhattan,
Kansas, is an earth fill structure 15o ft. high, about G 7oo ft_ long,
with a volume of approximately 20 000 000 cu. yds. A chute spillway
in the left abutment required the excavation of S 000 000 cu. yds of
shale and limestone of Permian age. Figure 2 is a columnar section
of the beds involved in the spillway excavation, showing in condensed
form some of the physical properties of the rock. The Cottonwood
limestone is sufficiently sound for use as riprap, and the Neva limestone
is suitable for rock fill. The shale members are generally calcareous,
varying considerably within a single bed, even to the extent of becoming
limestone. Upon exposure and drying, the shales slake rapidly and
ultimately weather to clay. They are not, however, of the very soft and
uncemented type of shales or claystone which can be handled as a soil
in dam construction.
Figure 3 is a typical section of the embankment, as designed to utilize
the rock from spillway excavation. The main mass of shale and rock
fill is placed upstream of the impervious central core. In this zone,
permeability of the fill is not a controlling factor, and the design takes
into account the possibility that the initially pervious shale and lime-
stone fill may become relatively impervious by slow weathering of the
shale. The Neva limestone, from the massive bed at the bottom of
the spillway cut, is to be placed as a rock fill Lopping out of the upstream
shell. Downstream from the core, the shale and limestone in excess
of upstream shell requirements is placed as the upper part of a random
section. The Cottonwood limestone member is used as riprap on the
upstream slope of the dam, and also as a protective cover for the
downstream slope. Between the riprap and the shale-limestone fill
is a layer approximately 10 ft. thick composed of large rocks raked
out of the shale-limestone fill.
Specifications for placement of shale and limestone fill in the first
earthwork contract required the material to be spread in inch layers,
dumping the finer materials near the core and the coarser materials
upstream, insofar as practicable. Stones in excess of 2 3 of the lift
thickness were to be raked upstream to the io ft. rock fill previously
mentioned. The right to modify the design of the rock rake was
reserved. During the spreading and raking operations, breaking up
the shale chunks, by not less than two passes of a spike-toothed roller,
was required. A roller fully ballasted to 20 000 pounds, with chisel
pointed teeth seven inches in length, was specified, with provisions
for changing the size or type, if considered advisable. The final
operation was compaction of the layers with three passes of a 5o Lon
rubber tired roller.
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50-Yr 2014/04/14 ? CIA-RDP81-01043R003200120001-8
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R.95
8
A
b., 00*
.4..
225
//5
74
Mr EASLY CREEK
arawrimmis
pm SHALE
22 2'
460
/29
9.1
Ill:EfIllUEMWEEll
126
80
aMIDDLEBURG
85
36.0
LIMESTONE MO
rn,
HOOSER
121
9.0
.0.141:4-141
-
SHALE
/318
/38
46
'Wol 9.3' ?
1802
137
7 0
' I
1610
125
7.0
r 1EISS
A . LIMESTONE
359
120
1/4
NIIP 9 5'
182/
/48
48
??44
/349
1.16
6.3
STEARNS
/27
11.1
I
N
SHALE
II 8'
/59
10.5
ES
488
132
8.5
MORRILL
8.350
162
20
WiMa LIMESTONE
WrairrainCE
(3 5)
WSW
OAS
FLORENA SHALE
11113231111,1111111
76'
1427
131
87
EE
COTTONWOOD
LIMESTONE
2080
134
7 9
4260
/47
4 /
6 9'
V.*
142/
121
/6.7
2335
150
40
e.4.4
2373
/43
53
rip ???
/la
73
ESKRIDGE
SHALE
1/75
136
7.0
25 4'
1908
/45
6.0
'IV?1
/440
140
5.8
rEtawrrinerm
919
133
79
862
135
84
14 0 1.33
I
150
4.9
I I
NEVA
r x xi
LIMESTONE
/020
/35
10.3
I I
17 8'
/353
137
8.0
XX
'2
950
/49
5.5
Fig. ? .
Thickness and character of rock
excavated from Tuttle Creek Spillway.
(A) Name and thickness of beds.
(B) Compressive strength in p s. I.
(C) Dry density in lbs/cu ft
(D) Moisture content.
Epaisseur el caractere des rochers
extra its du deversoir de Tuttle Creek
(A) Nom el epaisseur des conches.
(13) Resistance a to compression en Hares
par ponce c?rre.
(C) Densite siThe en (lyres par pied cube.
(1)) Teneur en eau
? 9 ---
R.95
The specifications also required the concurrent construction of test
fills, within the embankment section, to obtain information on the
effectiveness of variations from the specified methods of placement,
manipulation, and compaction. In addition to the procedures pre-
viously mentioned, specifications for the test fill provided for compaction
with sheepsfoot rollers, loaded earth moving equipment, and tractor
compaction. Ponding of water between two of the shale and limestone
fills was also required, as a field test of permeability.
- 777T7cr, --7:7T/T7N
0
TI
Fig. 3.
Typical Cross Section. Tuttle Creek Dam.
(A) Impervious core.
Upstream Blanket.
(C) Upstream shale and limestone fill.
(D) Pervious zone
(V.) Random .one.
(F) Upstream rock zone.
(0) Rock facing.
(13) Rock fill zone
(J) Downstream shale and limestone till.
Coupe lypigne, barrage de Tuttle Creek.
(A) *Vogul! impermeable.
(I3) Tapis mord
(G) Remblai amont d'ar(Jilc schistense el calcaire.
(I)) Zone permeable.
(E) Zone de permeabilite variable.
(1:) Zone amont en enrochements.
(0) Perre en enrochements.
(11) Zone en enrochements.
(.1) Rembfai aval d'argile schisteuse ci calcium.
Following is a description of the principal items of equipment used
on the shale and limestone sections of the test fills and main embankment,
wills comments on their performance :
a. The spike-tooth roller was a modified tamping roller, pulled by
a D-S tractor. The teeth projected 9 inches from the drum, with end
surfaces ; 2 by 1 2 inch oriented with the long dimension normal
to the drum. When ballasted to 20 000 pounds the roller was ineffective,
and was re-ballasted with sand and water to 35 000 pounds. On
weathered shale from the Easly Creek formation, its performance was
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R.95 ? 10 ?
satisfactory. On the unweathered shales, the roller tended to ride
over the harder chunks, concentrating the load on a few teeth and
breaking them from the drum. It appeared that flexure of the i2 inch
shell of the drum was contributing to the trouble, and the roller was
re-built with i-inch plate in the drum. The reconstructed roller was
satisfactory, although teeth were still occasionally broken from the
drum. The roller was not as effective in breaking up very large pieces
of Lough shale as the grousers on the tractor treads.
b. The rubber tired roller had a rigid steel frame, with body capable
of ballasting to So tons. The four tires were mounted in pairs, each
pair free to move about a longitudinal axis. As used, the roller was
ballasted to 4o tons, and was pulled by a D-S tractor. Performance
was very satisfactory on a relatively smooth surface, but on very rough
surfaces the roller tended to overturn and the wheels to bind on each
other and against the tire wells. Certain sizes of rock and shale tended
to wedge between the wheels, with undue wear on the equipment.
On extremely rough rock layers, the roller could not be used at all.
c. The sheepsfoot roller was a Go inch double drum unit, with tamping
feet projecting 7 inches and having an area of seven square inches,
The roller was ballasted to a foot pressure of 58o psi. This roller was.
of course, satisfactory on soil and badly weathered shale placed in thin
lifts. On lifts containing large pieces of shale, the roller rode over the
hard chunks and gave very poor compaction.
d. The rock rakes were mounted on D-6 tractors. They were 12.5 ft.
wide, with teeth projecting 16 inches below the lower cross bar. Each
rake weighed approximately 4 000 pounds. Initially, both rakes were
equipped with ten teeth spaced at 13 inches. It was found that the
close spaced teeth acted as a dozer blade, pushing relatively small
pieces of rock and large amounts of fine material ahead of the rake.
Four teeth were removed from one of the rakes, leaving six at approxi-
mately 26 inch centers. When operated with a slight up and down
motion, the modified rake screened out most of the large pieces and
moved them to the upstream rock fill zone, while the rake with closer
spaced teeth was used to remove rock missed by the first operation.
e. For traffic compaction, an S cu. yd dump truck was used, loaded
to an estimated gross weight?of 4o 000 pounds. The truck produced
densities about equal to those obtained with a rubber tired roller, but
required approximately three times as much time to process an area
with equal coverage.
f. A D-6 tractor, weighing about 23 000 pounds, used primarily for
motive power, proved to be too light to break the shale and limestone.
g. A D-8 tractor, weighing about 46 000 pounds, was used for motive
power and also for tractor compaction. It proved to be quite effective
for breaking up large pieces of shale, but was too slow and too light to
compete with the rubber tired roller for compaction.
Eight test embankments were constructed using materials from the
spillway. Separate tests for weathered and unweathered material
? 11 ? R.95
were made with the Florena, Stearns, and Eskridge shales. Weathered
and unweathered shales were combined in the tests with 1-looser shale,
and all of the Easly Creek formation was weathered. The limestone
bed of the Stearns shale was excluded from the test embankments, but
was used in the main embankment.
Massive, unweathered shale was first encountered in the Hooser
formation. Blast holes were spaced on eight foot centers in rows
six feet. apart. Initially, each hole was loaded with five pounds of lo %
dynamite, and shot with a So ms delay between rows. This loading
produced too many large blocks, and the charge was later changed to
six pounds of dynamite in the first row of holes, and 5.5 pounds in the
remaining three rows. This loading produced better breakage, with
the maximum block size being about 3 by 2 ft.
The first layers of the Flooser shale fill were spread in 1 '2 inch layers
with a dozer, followed by raking with the close spaced rock rake. These
operations left many large pieces of shale embedded in the lift, making
it difficult to travel with the equipment. Much better removal of the
large pieces was obtained when a rake with wide-spaced teeth was used
to spread from the dump pile, followed by the close spaced rake. This
procedure also exposed the large chunks to attack by the tractor treads,
and thereby improved breakage. The spike tooth roller was ineffective
on the large pieces of unweathered shale. The final lifts, after increasing
the blasting charge, were spread by rock rakes and compacted, without
prior use of the spike tooth roller. Rake operation was Go ma for an
area of approximately to 000 sq. ft. Compaction of 18 inch lifts
with 3 passes of the rubber tired roller gave an average dry density
of 112 p01.111dS cu. ft., N?hile 1 passes on I 2 inch lifts increased the
density only to 115 pounds. Typical gradation of the compacted fill
was 20 % coarser than 3-inch, Go % coarser than 3 1 inch, and 8o %
retained on the Number 1 sieve.
The unweathered Morena shale, like the 1-looser, was difficult to
break down on the fill. It was drilled on a diamond pattern at 8 ft.
centers, and loaded with 8.5 pounds of dynamite per hole. Good
breakage was obtained with the exception of some large blocks from
the middle of the member. These blocks could not be broken down
with the spike-tooth roller, even when subjected to as many as 3o passes.
By turning a D-S tractor with the treads in contact with large blocks,
they could be broken by the grousers. This and the large pieces were
raked to the upstream rockfill zone. The Morena shale was placed
in 1 9, 18 and 21 inch lifts compacted respectively with 2, 3 and 4 passes
of the rubber tired roller. Dry density of the fill ranged from iii
to 116 lb/cu. ft. and showed no consistent variation with layer thickness
and number of passes. The average gradation of the compacted fill
was 9 0 ?if? coarser than 3-inch, 45 (),) coarser than 3/1 inch, and So ?,;?
coarser than the No. 4 sieve.
The weathered portion of the Morena shale was excavated without
blasting, and required no raking out of oversize or spiketooth rolling.
It was compacted by the rubber tired roller in 12 inch lifts. Two
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?.1
R.95 ? 19 ?
passes of the roller yielded dry densities of about i o5 lb. a ft. and lit th
or no additional density was obtained by ; passes.
Test fills with other shales, weathered and unweathered, gave results
similar to those previously described. In general, the weathered shale
could be placed with little or no raking out of oversize or spike-toolli
rolling. Experience with the unweathered shales showed the necessit
for varying the blasting in the various members to achieve salisfactoo
breakage, and that proper blasting could substantially reduce the
subsequent work on the embankment. Analysis of the tests showed
that placement of the shale in layers less than laces thick was econo-
mically undesirable, since the time required for manipulation and
compaction of thinner layers was as much as required for thicker lifts.
The tests also indicated 18 inches as the upper limit of thickness which
could be processed with the equipment used, without leaving large
blocks of shale and large voids in the lift.
Specifications for the second stage of embankment construction
were revised only in minor details as a result of experience with the
Lest fills and main embankment in the first contract. The procedures
now is use are very similar to those described for the test embankment.
Except for the outer zones formed by raking out oversize pieces, the
fill is well graded, dense, and free from large voids. Tests on samples
Laken from the fill show its shearing strength to be equal to or greater
than design requirements.
PRE-WETTING OF BORROW PITS AT OAHE DAM.
Construction of embankment for the Oahe project on the Missouri
River has been in progress since the summner of i950. Earthwork
has been divided into six separate major contracts, sheduled to coordi-
nate with the major contracts for outlet works tunnels, stilling basin,
power tunnels, and powerhouse. A seventh major earthwork contract
will be required to complete the embankment, which will have a total
volume of 78 million cubic yards.
The dam is 9io ft. high, and is constructed on foundations which
require flat embankment slopes for stability. The central portion
consists of conventional rolled earth fill. Upstream and downstream,
flat berms constructed of semi-compacted shale provide stability and
make use of the large volumes of shale excavated to accommodate the
structures. Material for the rolled earth fill, obtained from required
excavations and borrow pits, consists of sands, clayey sands, silts and
clays.
The project is located in a semi-arid area with an annual rainfal
of 16 inces, and the upland soils are consequently drier than optimum
for compaction. The moisture deficiency varies with soil type, but is
about. I 2 % on the average. Experience during the first construction
season showed that addition of moisture on the fill and the extra pro-
cessing of the fill to obtain uniform moisture distribution resulted in
13 --- R.95
relatively high costs to the contractor. During the next construction
season, the contractor elected to pre-wet WI materials in the excavation
area, and the method has been followed 1) all subsequent contractors
at Oahe.
Initially, the borrow areas were terraced and ponded for a period of
three to six weeks, depending on the pe of material and the depth
of penetration desired. After pointing, the area was allowed to " cure "
for two to four weeks, resulting in a fairly uniform distribution Of
moisture content. In later operations, under the first contract, the
pre-welting was accomplished by a sprinkler system because of rough
terrain. All subsequent contract ors ha \ e used the spinkler system
in preference to pointing, Men when the terrain is relatk ely flat. In
general, the prime earthwork contractors have sub-let the pre-welling
to firms experienced in use of sprinkler irrigation systems.
As a specific example of pre-wetting operations at Oahe Dam, figures
are cited below for a left abutment area excavated in the fourth
earthwork contract. The material was a glacial deposit ranging from
compact glacial fill to sand. The grass covered surface had an in fil-
tration rate estimated at 0. to inches of water per hour. To supply
water at this rate, sprinklers m it hi a capacity of s gallons per minute
were spaced on a ho ft. grid. The moisture deficiency was esti-
mated at i ()? of the dr \ weight of the soil, which averaged approxi-
mately 85 pounds cu. ft. The amount of water to be applied would
be approximately ; ; inches at 100 0,, efficiency, which was increased
to 55 inches, corresponding to so ('? efficiency due to runoff and evapo-
ration losses. At the sprinkler application rale, o.3) inches Ii, approxi-
mately se \ en da s of continuous irrigation would be required for the
a\ erage 'So rt. depth.
As in the case of pre-wetting by ponding, a curing period follows
sprinkler application to permit the moisture to percolate throughout
the entire area and to attain a uniform distribution. At Oahe, the
minimum curing Hine was approximately :to days, and a much longer
curing period was often used. Payment for water for compaction is
made at the same unit price for either method of application. When
pre-welting is used, the runoff from the area is measured and deducted
from the amount applied.
Experience at Oahe has led to the following conclusions :
a. The excavation areas can be pre-wet to the desired depth and
moisture content by control of the time and rate of sprinkler irrigation.
b. Sprinkler application is preferable to the ponding method, in
that it is applicable to any type of terrain and is more easily controllable.
c. Best results are obtained by irrigation before removal of grass
and vegetation. The pores of a bare soil surface trend to become
sealed off, retarding the infiltration rate
d. Better results are obtained with fine grained soils by intermittent
application of water, gi\ ing it time to penetrate without excessive
runoff.
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- 14 -
e. Use of raw river water causes damage to pumps and plugs the
sprinkler heads. Use of clear water largely eliminates these troubles.
While the end product is yen nearl the same. NN hether the water
is added on the fill or in the borrow areas, pre-wetting of fill materials
at Oahe Dam has proved to be decidedl advantageous as a construction
procedure Under the specifications, the contractor had the option
of using so-ton rubber-tired rollers on laers i inches thick before
compaction, or using hem .x sheepsfoot rollers on S-inch layers. If the
soil is deficient in moisture content, it is ver difficult, if not impossible,
to add water to a 12-inch layer and process the lift to secure uniform
moisture distribution It would be necessarx to process a 1 2-inch
lift in two separate layers before compaction, thus losing a substantial
part of the advantage of rubber-tired rollers. Of even greater economic
importance is the nearl complete elimination of moisture processing
as a fill operation. In io St, a field comparison of handling pre-wetted
material versus addition of moisture on the fill was made at Oahe Dam
during a period when use of a non-irrigated excavation area was tempo-
rank
Data on plant and personnel requirements, production and costs,
are shown below for fill operations with and without moisture processing
prior to compaction .
/lbw/
1iii/er- with scantier
,th tractor. .
Water t nick-
Spike tooth rollers with
Patrol
Hubber-tired roller with tractor
I
1. tIi
yerators
Foreman
Production rate c lirr.
I hrect costs cubic i?ard i Si ?
. Ill-i III
drid.?(I
',II 1111
Moi,ture add, d
Ill
liorro?? art a
The final difference in costs would be slightly less than indicated,
since the figures do not include the cost or pre-wetting operations
in the excavation area.
The moisture deficiency at the time of comparison was V; % which
is less than the average deficiency at Oahe. The cost differential, due
to moisture processing on the fill would, under average conditions, be
greater than the six cent per yard differential shown above.
Using only the fill processing equipment norinalIx on the job, the
13
R.95
rate of production would lw rut approximately in half if the earth fill
material were not pre-wetted in the borrow area. If the normal rate
of construction were to be maintained w it h material, it w ould require
approximately twice the amount of till processing plant now in use.
IL is questionable whether the increased amount of plant could actually
be operated ellicientl on the till.
CONCLUSIONS.
Experience of the Corps of Engineers has shown that very satis-
factory earth dams lw built without a great degree of selectivity
as to the materials used outside the imper\ ions zone. The use of
material from structure at ions is extremely important economi-
cally, especiall when chute spillwms of high capacity are cul through
high terrain in the abutments bile such materials cannot in some
cases be processed to the (lensit and shear strength obtainable with
carefully selected soils, the design of the embankment can be adapted
to the physical characteristics of the mailable materials.
For the most part standard lalmratori tests cannot be used as a
guide either for the design or construction control when soft rocks are
used for compacted embankments. Initially, test embankments have
been used to develop appropriate construction procedures, using standard
earth moving and processing equipment with only minor modifications.
These procedures ha x e heen refined on the basis of full scale construction
experience, and ha\ e produced embankments meeting the technical
requirements at a minimum cost.
BIBLIOGRAPHY.
Embankment Soil Characteristics (U.S. Army Engineer District, Garrison,
June 195t).
raffle Creek Dam and Reservoir (Design Memorandum No. 4, U. S. Army
Engineer District, Kansas City, April i9 5).
K. J. Sucninot?E (Claussen-Olsen-llenner, Inc), Report on Pre-Welling
of Excavation t reas for Staye I I Earthwork Contract by Sprinkler
Irrigation.
SUMMARY.
Construction of earth dam projects on the Missouri River has as a
rule involved the excavation of very large quantities of soft rock from
the sites of spillwms and other hydraulic structures. In some cases, as
al Garrison, Fort. Randall, and Gm ins Point. Dams, the quantity of
material from such excavation has equalled the volume of the embank-
ment. The dams have been especially designed to use materials from
the required excax at ion, C\ en though some of these materials are quite
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R.95 ? 16 ?
different from the types of soils normally used for rolled filled cons-
truction.
Selected examples of the use of soft rocks in dam construction are
presented. At Garrison Dam, siltstones and claystones from the Fort
Union were compacted with very little departure from conventional
rolled fill construction methods. Niobrara chalk was used in large
masses at Fort Randall and Gavins Point on the upstream slopes,
replacing conventional rock protection. Chalk was also recompacted
as an integral part of the fill for Gavins Point.
AL the Tuttle Creek Dam, Lest embankments were used to develop
construction procedures for the successful use of shale and limestone
in a compacted fill comprising about one-fourth of the total volume of
the dam.
AL the Oahe project, conventional rolled earth fill is used for the
principal part of the embankment, and shale from structure excavations
is used only on stabilizing berms upstream and downstream. The
addition of water on the earth fill at Oahe was a lime consuming opera-
tion which prevented utilization of excavation equipment at full
capacity. This difficulty was avoided by advance pre-wetting of the
borrow materials by sprinkler irrigation methods.
These examples arc typical of the experience which has led to the
conclusion that the soft rock formations which occur at most dam sites
on the Missouri River can be used to great economic advantage without
sacrificing any technical requirements for earth dam construction.
RESUME.
En general, la construction des barrages en terre sur la riviere Missouri
a entrain d l'extraction d'un cubage tres important de rocher faible,
necessaire pour l'execution des deversoirs et des mitres ouvrages hydrau-
liques. Aux barrages de Garrison, Fort Randall, et Gavins Point, le
cubage de Idles extractions tut dgal au cube total du remblai. On a
projete des massifs tenant compte tout specialement de l'emploi de
ces materiaux, quoiqu'ils eussent, dans certains cas, des caracteris-
tiques tres differentes des sols qu'on emploie d'ordinaire pour l'execution
des compactages par roulage.
On donne quelques exemples de la mise en place des roches faibles.
Au barrage de Garrison, le compactage des limons et des argiles indurees
du gisement de Fort Union fut accompli avec pcu de modification des
methodes ordinaires. Aux barrages Fort Randall et Gavins Point, des
masses importantes de 'names de Niobrara ont remplace le perrd de
protection conventionnel sur la face amont. On a aussi employe des
marries compactees dans les echelles du remblai a Gavins Point.
On a fait des essais de compactage au chantier du barrage de Tuttle
Creek pour determiner les procedes satisfaisants pour la mise en place
et le compactage des argiles schisteuses et des calcaires utilises dans un
remblai compacte comprenant le quart du volume total du barrage.
-- 17 -- R.95
Au barrage Oahe les sols compactes par les methodes ordinaires
forment In partie principale remblai. Une argile schisteuse s'emploie
seulement dans les remblais de stabilite amont et aval. L'humidification
des sots sur le massif principal etait tine operation qui ralentissait la
marche de la mise en place, et qui empechait Futilisation maximum
du materiel d'extraction et de transport. On a evite cette difficulte en
arrosant les materiaux a la zone d'emprunt quelques semaines avant
leur extraction.
Ces exemples sout des experiences typiques qui nous oat amene a la
conclusion qu'on petit employer avec un grand avantage economique,
les rochers faibles qui se trouvent aux sites des barrages du Missouri,
sans pour cela sacrifier aucune des necessites techniques requises dans
la construction des barrages en Lerre.
Extrait du Sisieme Congres des Grain's Barrages.
New York, 1958.
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' E
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference MondIale de l'Energie
SIXIEN1E CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.96
QUESTION N? 22
W. J. TURNBULL
AND W. G. SHOCKLEY
(U. S. A.)
PREUVE
Reproduction interdite
COMPACTION OF EARTH DAMS IN THE
CORPS OF ENGINEERS, U. S. ARMY (*).
W. J. TURNBULL,
Chief, Soils Division,
U. 'S. Army Engineer Waterways Experiment Station, Vicksburg, Miss.
and W. G. SHOCKLEY,
Chief, Embankment and Foundation Branch, Soils Division,
U. S. Army Engineer Waterways Experiment Station, Vicksburg, Miss.
INTRODUCTION.
In the Corps of Engineers, U. S. Army, earth dams are designed and
constructed to comply with the usual criteria of safety against over-
topping, slope or foundation failure, and excessive seepage, and tO
minimize maintenance requirements. Considerable latitude is permitted
individual Engineer District offices in achieving these objectives, with
only general guidance as to design and construction procedures in the
form of engineering manuals [2], [3], [4], (i) and guide specifications [1]
plus review by higher echelons to assure conformance with sound engi-
(*) Compaelage des barrages en lerre conslruils par le Corps of Engineers,
U. S Army
(') Numbers in parentheses refer to Bibliography
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R.96 ? 2 ?
neering practice. Thus, it may be said that there is no rigid conformity
in design and construction of earth dams throughout the Corps of
Engineers. Rather, each individual project is treated on its own merits
with solutions adapted to Ill particular problems as they arise. Never-
theless there is general conformance to sound engineering practices.
Most of the design and construction control requirements mentioned
in this paper are Laken from the guide specifications and engineering
manuals; however, certain of the views expressed reflect the expe-
rience of the authors and do not necessarily conform to Corps-wide
practices.
The aim of construction control of earth dams is to achieve the
desired end products visualized in an adequately designed structure.
This is accomplished principally by controlling the moisture and density
of the embankment soils within acceptable limits, with the tacit assump-
tion that the materials so placed will have engineering properties (e. g.,
strength and settlement characteristics) similar to or better than those
obtained from laboratory tests used in design. Engineering properties
of the soils as placed are checked during construction to insure the
validity of this assumption, as will be developed later. The goal of
proper placement of materials is to insure stable slopes and foundations,
control seepage, avoid excessive settlement, and minimize differential
settlements. With respect to the latter item, large differential settle-
ments of the embankment and-or foundation could cause detrimental
cracking of the impervious section of the embankment if the soils are
placed too dry. Therefore, it is desirable to place these materials
either at or slightly wet of the optimum moisture content.
CONSTRUCTION SPECIFICATIONS.
Specifications [1] for earth dam construction are usually of the " perfor-
mance " type in which the type of equipment and number of passes,
moisture control, and lift thickness are delineated. In general, either
sheepsfoot or heavy rubber-tired rollers are used for soil compaction.
Usually, sheepsfoot rollers have feel ranging from 5 to m sq. in. in
size and unit fool pressures in the range of 250 psi to Goo psi (measured
with one row of feet in contact with the ground). It is desirable to
adjust these values for a given soil type, in order to achieve efficient
compaction [5], [9]. Rubber-tired rollers should be heavy, with wheel
loads in the range of m 8 000 to 2 5 000 lb and tire pressures in the order
of So to moo psi [1].
The number of passes a piece of compaction equipment shall make
to achieve the desired density of compacted fill is set forth in specifi-
cations, with provision for extra payment of roller time in the event
additional passes are necessary. Experience has indicated that about
four coverages of a rubber-tired roller or six passes of a sheepsfoot
roller are about the minimum that can achieve a density approximating
the standard A. A. S. H. 0. density in fine-grained soils. It is well
?3? R.96
known that after a certain number of passes of a given weight of roller
the increase in density per pass becomes relatively small. Therefore,
the engineer must exercise judgment in selecting the best combination
of number of passes and roller weight to pro ;v.c.e the
most efficient
compaction on a specific job. Careful visual observation and checking
by laboratory test at the beginning of a job will indicate any need for
adjustments in weight and-or passes of the roller.
Impervious soils are generally placed in layers that compact to G in.
when sheepsfoot rollers are used and to i2 in. when rubber-tired rollers
are used, although these values may be varied to suit particular condi-
tions. Care should be exercised in field control sampling, especially
on thicker lifts, to insure that the densities obtained represent average
conditions in the lift.
Specification requirements for moisture control usually set a range
of moisture contents below and above the optimum value within which
Placement of embankment soils is to be controlled. Actual placement
moisture content ranges are established based upon design tests and
practical 'considerations as described below.
The specifications for compaction discussed in the preceding para-
graphs often can be established readily by the engineer if he is familiar
with the soil types being used for construction. In cases of doubt,
field Lest sections built either prior to construction or incorporated as
part of the initial embankment compaction operations are used to
determine proper equipment weights, number of passes, lift thicknesses,
and moisture controls [4].
DESIGN CONSIDERATIONS.
The selection of soil placement moisture contents and densities
during the design phases of an earth dam is based on several consider-
ations. First, the authors believe that even under favorable conditions
a range of placement moisture contents of six percentage points, with
about three-quarters of the values falling within a four percentage
point range, is about the best control that can be expected in the field.
Next., it is desired that the average placement moisture content should
be slightly wet of optimum, in order to insure the construction of a
plastic core section. Finally, the maximum placement moisture
content that should be allowed is that which will permit the compaction
equipment to operate satisfactorily and achieve the desired results.
Using these factors as guides and based on laboratory identification
and compaction tests, placement moisture content ranges are selected
for the principal soil materials to be used in constructing the
embankment..
The next step in design is to perform shear strength tests on typical
soils compacted over a range of moisture contents and densities encom-
passing anticipated placement values. In general, a complete repre-
sentation of shearing strengths is established on typical soils; these
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R.96
SHEAR STRENGTH IN TONS PER SQ FT
SHEAR STRENGTH IN TONS PER SQ FT
3.
3.
2.
2.
0.
o.-.._
.......,
,
,
---..,....
DESIGN--.\\
?:\
I
UNCONSOLIDATED - UNDRAINED
TRIAXIAL TESTS
,
I
+5
DRY OF STD OPT WET OF STD OPT
WATER CONTENT
3.5
3.0
25
2.0
1.5
7
--
DESIGN
?
1
)
//
//
cre
r-
,
--c I >c to-pouces. Mother 1 : 2,25 fabrique avec ciment
alcalin (1,20 % Na. 0, o,o4 K. 0) et sable verre pyrex concasse. Les pouzzolanes
remplacent 20 % du poids dtz ciment. Eprouvelles seellees humides et conservees
a 1000 F.
14 20
Fig. 5.
Drying shrinkage and autogeneous length change
of 4- by 4- by 3o inch bars.
3.6 sacks of cementing material, So % type Il cement
and 20 % calcined shale, by weight.
3 sacks of cementing material, type II porlland cement.
3 sacks of cementing material, 7o ?,;) type II cement
and 3o % fly ash, by weight.
3 GI sacks of cementing material, 76.9 % type II cement
and 23.1 % pumicite, by weight.
Length change, millionths.
Age, days (log scale).
Autogeneous length change of continuously sealed bars
at. 73 4?F.
Drying shrinkage at So % relative humidity and 73.4? F
after 90 days initial fog curing.
Note : Cementing material expressed in sacks per cubic yard of concrete.
sack = 94 pounds.
Retrail an sechage el changement de longizeur auto gene
des eprouveltes 4- x 4- x 3o ponces.
(A) et (D) 3,6 sacs de materiaux cimentaires, So % ciment type II
et 20 % d'argile schisteuse calcinee.
(B) et (F) 3 sacs de materiaux cimentaires, ciment portland type II.
(C) et. (E) 3 sacs de materiatzx cimentaires, 7o % de ciment type II
el 3o % de cendres volantes.
(G) 3,64 sacs de materiaux cimentaires, 76,9 % de ciment type II
et 23,1 % de pumicite.
(H) Changement de longueur au millionieme.
(I) Age, fours (Cc/idle logarithmigue).
(A), (B) at. (C) Clzangemetzt de longuetzr auto gene des eprouvelles conservies
de !aeon continue et 73,4? F.
(D), (E), (F) et (G) Retrait au sechage ii So % d'lzumidite relative et 73,4? F
apres 90 fours de conservation initiate dans le brouillard.
Note : Les materiaux cimentaires en sacs par yard cube de beton i sac ---- 94 livres.
(A) and
(B) and
(C) and
(A), (B) and
(D), (E), (F) and
(D)
(F)
(E)
(G)
(H)
(I)
(C)
(G)
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R.97 ?8-
4. Concrete containing pozzolan is more impermeable than similar
concrete of equal cement content but containing no pozzolan. The
beneficial effect of fly ash on permeability rates is shown in figure 3.
Other types of pozzolan would be expected to behave in a similar manner
but of different degree, depending on the material used. Watertightness
is of particular importance in reducing uplift pressures in a darn.
5. The use of pozzolan is i of 2 recognized methods (the other is
through the use of low alkali cement) of controlling the potentially
disruptive expansion which results from the reaction between certain
types of mineral aggregates (cherts, opal, etc.) and the alkalies in
cement. Figure 4 shows the effectiveness of various types of pozzolan
in reducing reactive expansion.
6. The incorporation of pozzolan in concrete usually improves the
workability over that which would be obtained in similar concrete
containing portland cement only. This is particularly true where
fly ash, which has previously been described as glassy in texture and
spherical in shape, is used. Also, in the case of fly ash, the water
requirement of the concrete is reduced. With natural pozzolans,
the reverse is true. It should be pointed out that a direct relationship
exists between water requirement and drying shrinkage; the greater
the amount of water required, the greater the drying shrinkage.
Figur 5 shows the effect of pozzolans on drying shrinkage and also on
autogencous volume change of continuously sealed specimens.
7. Under field curing conditions, the use of pozzolans usually reduces
the resistance of the concrete to freezing and thawing action. However,
under prolonged moist curing, most pozzolans have a beneficial effect
on the durability of concrete containing pozzolan when compared with
the durability of similar concrete containing portland cement only.
In mass construction, the interior concrete is, of course, not affected
by freezing and thawing, and the above benefits would be realized by
the exterior concrete only.
POZZOLANS IN BUREAU OF RECLAMATION CONCRETE.
A pozzolan has been used in portland cement concrete for 13 Bureau
of Reclamation dams since 1911 when siliceous materials were inter-
ground with portland cement for the construction of Arrowrock and
Elephant Butte Dams. These 13 dams, Table 1, include concrete
dams, concrete works appurtenant to earth dams, and tunnel linings.
Figures 6 through 9 are photographs of four concrete dams in which
pozzolans were used.
Experience has greatly increased our knowledge of pozzolans, and the
quality of the materials we now use is superior to that used in earlier
structures. The pozzolans used in Bureau of Reclamation construction
have ranged from the relatively inactive siliceous material used in
Arrowrock Dam in 1911 to the highly active pozzolans required by
present day specifications.
9 R.97
SPECIFICATIONS.
Bureau of Reclamation general " Specifications for Pozzolan ",
December 15, 1956, state that :
"... Pozzolan, when tested in accordance with methods designated
by the Bureau of Reclamation ('), shall meet the following require-
ments for chemical composition, physical properties, and reactivity :
Pozzolan other
Chemical composition, than fly ash.
Silicion dioxide ( Si O., ) plus aluminium oxide
(A1203) plus ferric oxide ( Fe2 03), not less
than ( ";, ) 70.0
Fly ash.
75.0
Magnesium oxide (Alg 0), not more than ( %
5.0
5.0
Sulfur trioxide (S01), not more than ( 1;;; )....
1.0
4.0
Loss on ignition, not more than ( %)
10.0
5.0
Moisture content, not more than ( )
3.0
3.0
Pozzolan other
Physical properties. than fly ash. Fly ash.
Fineness :
Specific surface, square centimeters per gram
(Air Permeability Fineness method of test),
not less than 3 000
Material retained on 321-mesh sieve, per cent,
not more than.
12
12
Compressive strength :
With portland cement, percent of control,
28 days, not less than
85
With lime, 7 days, minimum psi
i 000
Soo
Change of drying shrinkage of mortar bars,
not more tban ( )
0.03
0.03
Water requirement, not more than ( ).
5
103
Amount of air-entraining admixture in con-
crete, ratio to control, not more than 9..0 2.0
The specific gravity of individual samples shall not vary more
than 3 % from the average established by the to preceding samples
or by all preceding samples if the number is less than
Pozzolan other
Reactivity, than fly ash.
Reduction of expansive reaction at 14 (las, not
less than i "? ) . .............
Fly ash.
Note. ? The reactivity limitation will generally be used only when
the pozzolan is to be used primarily to prevent objectionable alkali-
aggregate reaction.
Preliminary tests and approval and inspection. The pozzolan to be
used in the work shall have been preliminary tested and approved and
inspected in accordance with requirements contained in the specific
construction specifications concerned. "
(1) Bureau of Reclamation " Specifications for Pozzolan " and " Methods of
Test for Pozzolan " may be obtained from the Assistant Commissioner and
Chief Engineer, Bureau of Reclamation, Denver Federal Center, Denver, Colo-
rado, United States of America.
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R.97
? 10 ?
? 11 ?
been or will be used.
Bureau of recta/nations dams in wind 1":"7?1"1" ha"
Name
State
[talc
ionipicted
116;10
It
Quantities
1101 cubic ants
. unit t!ards of oncrete
In
strip lure structure.
Portland
roma
T!Pr pounds
porroliall
Poroara
iu )a
161
ill
Arrow rock
Idaho
1915
63:t 969
635969
Ii ron utt
granite
269
IT!
Laliontan . .
c,ada
191.1
162
"33 loll
70 519
Silievous silt
ISS
I ?s
Elephant Butte ..
New
1916
301
629 au
629 500
Put% erizeil
191;
Mexico
N:11111.40111,
252
:o
Friant
. California
1912
319
2 133 1,110
21:1:, two
301
I
376
Altus. .
Oklahoma
101:i
110
70 170
7.0 300
Pendell?
256
Davis ... .
Arizona-
( alifornia
19511
200
1 337 300
361 613
I alcined
shale
265
Hungry Ilorse ..
Montana
I953
30
3 068 200
3 008 200
rIv ash
188
90
28'2
SO
1 ompresalts
R.97
streitoh.
11.0s
010
1 510
lid I??1
Lost of crinen11116 materials ($).
)1,1!
of
structure.
Concrete art+
gravity
Earth .
two concrete
spillways
Condition
of structure 1920.
IN enthered downstream
surface refaced in 1037
1 oncrete structurally
sound and watertight
spillway containing
sand-content '' badly
weathered. Spillwa
con raining portland
50
s. )ear
6-inch cubes
I 210 I 510
I 810 2 090
Portland cement
2.36 per bbl fob I
datn site
Porrolan
Gll por 1,1,1 (cost of
sand-cement " in-
eluding cost of cons-
trneting and opera-
1 lig grinding plant)
8- by 8-inch
es lindors
330 8711 1 120 2 30 per blil
fob dam site
6- by 12-incli
cylinders
2 150 020 3 070
2661) .1 010 a 000
3 500 ? -
22(0 3 310 3 810
3 800 3 130 61(11)
8.20 per ton
fob dam silo
13 12 per ton
fob dam site
19.06 per ton
fob dant site
2 680 5 100 3 270 ,) 21 63 per ton
3 970 "th 11000 rob railhead
1.6:1 per Itlil (cost of
" sand-cement " in-
cluding cost of cons-
tructing and opera-
ting grinding plant)
2.51 per ton fob dam
site (material did not
require grinding)
cumuli!, only is in
relati, el, good condi-
tion
oncrete gravity
Concrete gravit hood There is some crack-
ing in minor portions
of the structure where
neither putnicite nor low
alkali eement ,vas used
N.:61 per ton fob dam I oncrete gravity
site (material did not masonry face
require grinding)
I i per too fob
dam site
18.00 per ton fob
railhead
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14 ? CIA-RDP8I
Earth concrete
spillway
and powerplant
Concrete arch
Very good
Very good Soffie minor
pattern cracks duo to
surface shrinkage in
the hot, arid climate
N cry good Some surface
popouts due to 3 'A,
w cantered limestone in
aggregate
-t
R . 97
Name.
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
State.
? 12 ?
Date
ompleted
? 13 ?
T.U11.F. I (following).
Bureau of reclanuaion dams in wreh
Quantities
total cubic )ards
obi, luck of eon. rete
Height II. in
ft structure. structure.
Idea Anne. . .. .
t.alifornia
1953
102
323 353
1 443
Cachuma ... ... .
California
1933
273
6 695 272
3:. 023
Canyon Ferry.... .
Montana
1954
225
i 1 i 000
515 000
Trenton.. ...
Nebraska
1933
144
7 737 000
80 000
Monticello .
California
1037
301
323 000
325 000
Palisades .
Idaho
1938
270
13 571 000
147 000
Twitchell . .
California
Linder
construction
241
5 833 000
23 363
Glen Lanyon
Arizona
Under
construction
700
3 063 000
5 063 000
Flaming liorge .
Utah
Under
construction
'192
930 000
930 000
Yellowtail
Montana
Not started
520
1 730 000
I 730 000
(estimate) (estimate)
?
Portland
cement 11.//olatt
T) pe (pounds/ ? pound,
pouotan en. 'U ,I1
Calcined
shale
Calcined
shale
Fly ash
470 05
376 141
1 573 119
noo 102
178
252 79
Calcine 424 152
d ,
t
silicon-clay 33i 112
Lalcined 214 70
100
diatomaceous 1' 230
clay
Fly ash
Calcined
shale
350
303
219
438
282
Fly ash (') 1,7
Ito
106
0
0
03
? / Used In laborator) Investigation Material to be used In nostril, lion Is not known
r 1 Control data obtained at the project laboratory for all dams es. eut Trenton and Yellowtail which are representea
pozzolans have been or will be used.
R .97
otupresstre
?trentil.. Psi
90
da,
3 830 3)180
3 330 4 260
[I
3.640 5 570
372)1 4730
2i6I0 300))
4.380 3 330
1 330 3 090
3 350 3 530
3 210 :1600
3 330 4 650
3 500 4 300
770 3 430
2 800 3 600
'116)) 740
01
Lost attuning materials (s)
T)pu
of
strueture.
Earth concrete
spillway
Earth, concrete
spillway
Concrete gravity
Earth , concrete
spillway
Concrete arch
Earth, concrete
spillway
Earth; concrete
spillway
Condition
structure 1958.
Very good
.1
1.1
scar Portland cement
3121)
5
? 17.72 per ton
?
fob dam site
4630
22.20 per ton
5 900 I
fad) railhead
5480 I Portland-pozzolan
400
cement, 18.60
per ton fob dam
site
? I?
21 -8 per tout,
..._ I
furnishing
and handling
22.22 per ton
fob railltaol
23.27 per ton .
furnishing
and handling
Porolat.
16.0758 per tint fiat
dam site
12.88 per ton fob
railhead
75 ^,; portland cement
clinker and 23 %
pozzolan interground
at cement mill
21 30 per toil, furni-
shing and handling
11.90 per ton fob
railhead
23 no per ton, fund-
siting and handling
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
Concrete arch
3 850 I 860 5 0:10
3 660 5 760 3 760
I) Iletter laburaloo Invest1;ntIons.
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R.97
? 14 ?
These specifications are general and are adapted to fit the needs of a
particular job where pozzolan is specified. Before a pozzolan is accepted
for use by the Bureau, it must also demonstrate satisfactory perfor-
mance in concrete.
Four of the dams in Table 1 are discussed here to point out some of
the considerations involved in the use of pozzolan in dam construction
and some of the results obtained on these structures.
Arrowrock Dam (fig. 6), was constructed on the Boise River in Idaho
Fig. G.
Arrowrock dam, 1911- 915.
Barrage de Arrowrock.
during the period 1911 to 1915. A " sand-cement " obtained by inter-
grinding 45 parts by weight of granite (obtained from excavations for
the spillway) with 55 parts by weight of portland cement clinker was
used as the cementing material. Use of the " sand-cement " was
dictated in large part by the cost of portland cement delivered to the
(lain site. The " sand-cement " was manufactured al the site of
Arrowrock Dam at a cost of $ 1.63 per barrel, including the cost of
constructing and operating the crushing and grinding plant. This
compared with a cost of $ 2.36 per barrel for portland cement delivered
to the dam site.
By present standards, this ground granite had very little pozzolanic
activity. Subsequent investigations have also shcm n that the optimum
?15? R.97
proportion of pozzolan in a 'portland cement-pozzolan mixture lies
the range of io to 35 % by weight of cement. plus pozzolan depending
upon the type of cement and pozzolan employed and not the 45 %
used. This is emphasized by the fact that, at Arrowrock Dam, the
combination of a low cement content and the severe climate of this
area resulted in considerable weathering of the surface concrete which
necessitated, in 1937, the refacing of the downstream face. In 1930,
15 yrs after completion, twenty-five 4-3/4-inch-diameter cores drilled
Fig. 7.
Friant dam, 1940-1942.
Barrage de Friant.
from a gallery in the interior of the dam had an average compressive
strength of i 590 psi. However, despite the surface weathering, the
interior concrete has given more than 10 years' service without indi-
cation of serious structural distress. The galleries are comparatively
dry and there is very little leakage through this dam.
Friant Dam (fig. 7) on the San Joaquin River in California was built
during the period 1910-19;2. A naturally line-grained pumicite found
in the reservoir area was excavated from an open piL and without
further processing was batched separately at the mixer as part of the
cementing material.
The pumiciLe occurred as an unconsolidated, fairly dry material
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R.97 ? 16 ?
of such natural fineness that 98 % would .pass a No. 325 sieve and no
grinding was required. This material, like most natural pozzolans,
increased the drying shrinkage of the concrete; however, it did not
appreciably increase the water requirement.
The following principal mass concrete mixes were employed at
Friant Dam :
Pozzolan
replace-
ment,
Cement percent Water
plus by plus
pozzolan weight pozzolan,
content, of ratio
(lb, portland by
/cu yd). cement. weight.
376 o o.56
361 20 o.58
353 23 0.59
Compressive strength, psi.
Type
of test ( ? ). ISO days. I yr.
6'x 1..).? Soo 5 loo 5 320
cyl lab test
18" x 36' I wo I owl
cyl lab test
22 diacore 3 23o 3 o7o 3 75o 5 63o 3 Goo
from test
block
6"x 12 1 270 1 510 I 63o
cyl lab test
18"x 36? 367o 3 900
cyl lab test
22? dincore 1 260 1 58o I 270 1 280 1 58o
from test
block
I 270 1115o 5 o30
cyl lab test
18?x 36" 3 5io 3 97o
cyl lab test,
22'1 diacore 1 o7o 1 310 1 110 1 010 1 37o
from test
block
Age
r. Syr. 10 yr.
( ? ) The 22-inch-diameter cores were drilled from large test blocks cast at the dam site.
The 6- by 12-inch and 18- by 36-inch cylinders were prepared in the Denver laboratories
from identical materials and mixes used in the test blocks at Friant Dant.
The laboratory tests show that pumicite replacements of 20 to 25 %
by weight of portland cement reduced the compressive strength of the
concrete about To to 15 % at ages from iSo days to 2 years, as judged
by 6- by 12-inch fog-cured cylinders. The reduction was not as great
when judged by IS- by 36-inch cylinders.
The compressive strengths of the 29-inch-diameter cores Laken from
the test blocks show that 20 to 25 % pumicite replacement reduced
1
1
- 17 -- R.97
the strength approximately proportional to the percentage of pumicite
used. However, the entire reduction cannot be attributed to the
effect of the pumicite, as the total weight of cementitious material
per cubic yard was also reduced and the water-to-cement plus pozzolan
ratio
by weight was increased. Actually, the pumicite pro-
duced from So to 7513,', as much strength as the same weight of portland
cement in concretes containing 90 to 25 % replacement with the
maximum effect in the leaner mixes.
The strength of the pumicite concrete, although about mo to 15 %
less than that predicted by laboratory tests, is more than adequate
as shown by the 22-i nch- d iame Ler cores for 2:5 % replacement. These
cores attained a strength of .1.070 psat 6 months' age and maintained
a fairly constant strengln between oio and 370 psi from 6 months'
through mo years' age.
The principal contributions of the pumicite to Friant Dam concrete
were a considerable savings in the cost of the cementing material,
improved workability, greater impermeability, and reduction of alkali-
aggregate expansion. The adiabatic temperature rise of concrete
containing 20 to 95 % pumicite replacement was reduced about 5?F
at 3 and 7 days' age. However, the temperature rise at 28 days' age
was the same (56? F) as the temperature rise of comparable concrete
containing only Type 1V portland cement.
After 16 years in service, Friant Dam generally is in good condition.
There is some cracking of minor portions of the structure in which
neither a low alkali cement nor pumicite was used. Alkali-aggregate
expansion is suspected since the aggregate has been found to be reactive.
Fortunately, these areas are not large since pumicite was used in most
of the concrete placed in the dam. The effectiveness of Friant pumicite
and three other types of pozzolans in reducing reactive expansion is
shown in figure 1.
Davis Dam (fig. 8), was built during the period 1947-1950. It is
on the Colorado River between Hoover and Parker Dams. Although
Davis Dam is an earth fill structure, the spillway and powerhouse struc-
tures contain some 565 omi cu. yds of concrete. Because the only
available aggregates were potentially reactive, a low alkali cement
and a pozzolan were specified. Twenty percent of a calcined shale
by weight of total cementing material was found to be the optimum
replacement with respect to strength and reduction of reactive expansion.
The effectiveness of this pozzolan in controlling reactive expansion is
shown in figure 4.
In addition to contributing to the control of alkali-aggregate expan-
sion, Davis Dam pozzolan reduced heat generation, improved worka-
bility, reduced permeability, and reduced the cost of the cementing
material. The concrete generally is in very good condition 7 years
after completion of construction. The only visible defect is some
pattern cracking of the type characteristic of the surface shrinkage of
mass concrete, which frequently occurs in a hot, arid climate, such as
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that at Davis Dam. These cracks formed within a short time after
placing and have not increased in magnitude over a period of several
years.
Hungry Horse Dam (jig. 9) was constructed on the South Fork of
the Flathead River near Kalispell in northwestern Montana, during
the period 1948 to 1953. The economy and improved characteristics
of the concrete for mass construction which had been demonstrated at
Friant and Davis Dams naturally suggested the use of a ponolan in
this structure.
? 19 ? R.97
than a year ahead of schedule, can be attributed to the improved worka-
bility and placeability of the concrete resulting from the use of fly ash
pozzolan and air entrainment.
A brief discussion of this pozzolan, in general, and as it relates to
Hungry Horse concrete will be of interest here.
Fly ash, frequently referred to as an artificial pozzolan, is a very
fine flue dust precipitated from flue gases at the stacks of powerplants
burning pulverized coal. Electrical precipitation is usually necessary
to collect ily ash of suitable fineness. In many areas of this country,
?.:
Fig. S.
Davis dam, 1947- g5o.
Barrage de Davis.
Since the Bureau's first use of a fly ash in some repair work in 1942,
this type of pozzolan had been under investigation for possible use in
concrete for other structures. Our work and that of others demon-
strated by laboratory investigations that fly ashes having certain
characteristics are of considerable value when used in concrete to replace
a part of the portland cement. Accordingly, in 1948, the specifications
called for fly ash, or any equal pozzolan, to be used in the concrete for
Hungry Horse Dam.
Requiring some 3 oS6 000 cu. yds of concrete, Hungry Horse is the
largest dam containing pozzolan constructed by the Bureau of Recla-
mation. A large share in the record completion of construction, more
Fig. g.
Hungry Horse dam, 194S-1952.
Barrage de Hungry horse.
restrictions on air pollution have forced power producers to collect
the dust. Until the discovery of its pozzolanic properties, it was a
waste product having little or no value. Because of the increasing
problem of disposal, much research has been devoted to fly ashes by
groups concerned with their disposal in addition to the work done by
concrete users seeking to improve the quality of concrete.
In concrete, fly ash owes its pozzolanic properties to the chemical
reaction of the silica glass, of which it is largely composed, with the
free lime released by hydration of the portland cement, to form a stable
cementing compound.
The spherical shape of a large percentage of the glass particles contri-
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R.97 ? 20 ?
butes to the improved workability and reduced water requirement of
fly ash concretes in much the same manner as ball bearings work.
The reduced water requirement of concrete containing high quality
fly ashes usually results in reduced drying shrinkage and autogeneous
volume change of the concrete.
The following tabulation gives three measures of the compressive
strengths of the interior mass concrete in Hungry Horse Dam :
Type
of
specimen (?).
Av of to-inch-dia-
meter cores drilled
from concrete pla-
ced in 1919, 1950,
195t and i952.
Water-
cement
plus Port-
pozzolan land Fly
ratio cement ash
by (lb. ( lb. 28
weight. /en.yd). /eu.yd). days
Compress0 e strength, psi.
Age
Core.
90 180
days. days.
I yr
0.55 189 89 ? 3660 3 98o 1oo
Field control cylinders.
6- by 12-inch fog-
cured cylinders... o.56 187 90 268o 1100
Laboratory investigations.
t8- by 36-inch sealed
cured cylinders ..
( o.53
6- by 12-inch fog- n
cured cylinders... /
197
282
72.0 5 270 J6)0
85 2 130 2000 3 110 i o50 160
o 336o
3 720 3 87o i o3o1'o
197 85 2 670 260
282 0 4
, 120 5 3oo
810 5 33o 5 856
5 56o 5 86o 6 030
( ? ) The cores were drilled from concrete blocks in the dam. Locations were
determined during construction. Field control cylinders were obtained on the job
during construction. Laboratory investigations were earned out in the Engineering
Laboratories prior to construction.
These data show that the compressive strength of 18- by 36-inch
sealed cured cylinders is comparable to the strength of io-inch-diameter
cores at ages of 6 months, I year, and 2 years. The laboratory investi-
gations and field control tests gave similar strength results in 6-
by 12-inch fog-cured cylinders.
Core data comparing strength of concretes with and without fly
ash are not available. However, the laboratory investigations show
that for 3o % fly ash replacement by weight of total cementing material,
the compressive strength, as judged by by 36-inch sealed cylinders
was appreciably reduced at 28 and go days' age but was increased
about 5 to 10 % at 2 years' age above comparable concrete containing
only portland cement.
? 21 ? R.97
The use of fly ash in the concrete for Hungry Horse Dam appre-
ciably reduced the cost of the cementing material, resulting in a savings
of some 675 000. Fly ash also improved impermeability, reduced
water requirement, reduced drying shrinkage, and increased the strength
of the concrete at later ages. Although the aggregate was not found
to be reactive, the effectiveness of lly ash in reducing reactive expansion
is shown ill figure 4.
A condition of popouts and spoiling of surface concrete which started
the first winter after placing has been traced to badly weathered lime-
stone fragments, which constitute about 3 '3/0 of the aggregate. This
condition has diminished each year since it. first occurred and appears
to have ceased. Fopouts and spoiling arc most prevalent in a few
areas, notably parapets, curbs, sidewalks, etc. No fly ash was used
in this concrete. However, this condition also occurred in concrete
containing fly ash.
In Bureau structures, concretes containing pozzolan have compared
favorably with those containing only portland cement. One exception
to this statement is one of the twin spillways at Lahontan Dam.
This structure used a " sand-cement " containing siliceous material of
little pozzolanic value and is badly deteriorated from weathering.
The good service records, some dating back to 19 to, of many dams
and other structures containing pozzolan have led us to make a practice
of considering pozzolans for Bureau structures where economic conside-
rations and required properties of the concrete justify their use.
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Admixture in Portland Cement Concrete (A. S. T. M. Designation
C 402-57 T, 1957).
SUMMARY.
This paper briefly summarizes the history of the use of pozzolan in
Bureau of Reclamation concrete dam construction. The effects of
pozzolan on the chemical stability, compressive strength, temperature
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? 24 ?
rise, reactive expansion, workability, water requirement, drying
shrinkage, autogeneous volume change, and resistance to freezing and
thawing of concrete are discussed.
Four large dams constructed during the period between 1911 and 1953
are discussed in detail with respect to the use of pozzolans in these
structures. Data on 13 dams, including the cost of porlland cement
and pozzolan are tabulated. The paper is illustrated by nine figures.
RESUME.
Cc rapport resume l'histoire de l'utilisation des pouzzolanes clans les
barrages en beton construits par le Bureau of Reclamation. Les diets
des pouzzolanes sur la stabilite chimique, resistance a la compression,
relevation de la temperature, gonflement reactif, somme de In plasticile
et de la cohesion, les besoins en eau, le reLrait sec, le changement de
volume autogene, et la resistance des Mons an gel et an (lege], sont.
discutes.
Qualre grands barrages consLruits entre 1911-1953 sont discutes en
detail du point de vue de l'utilisation des pouzzolancs dans ces cons-
tructions. Des renseignements concernant 13 barrages, y compris le
prix du ciment portland et de pouzzolane sont disposes en tableau.
Ce rapport est illustre de neuf figures.
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
152903-58 Paris. ? Imp. GAUTHIER-VILLARS, 55, quai des Grands-Augustins.
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mond(ale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.98
QUESTION N? 23
W. LERCH
(U. S. A.)
EPREUVE
RA:production interdite
THE USE OF AIR?ENTRAINING ADMIXTURES
IN CONCRETE IN LARGE DAMS
IN THE UNITED STATES (*).
WILLIAM LERCH,
Head. Performance Tests Group. Portland Cement Association,
Chicago, Illinois.
Laboratory studies of air-entraining admixtures and air-entrained
concrete were initiated in the United States about 1937. These early
studies were directed primarily toward providing concrete for use in
pavements that would have improved resistance to freezing and thawing
and resistance to the surface scaling that results from the application
of salts (sodium chloride and calcium chloride) for the removal of snow
and ice. A number of experimental road projects were constructed
using air-entrained concrete during the years 1938 to 1942. Several
different air-entraining agents were used in these laboratory tests and
experimental road projects. The results obtained clearly demonstrated
the superior resistance to freezing and thawing and resistance to surface
scaling of the air-entrained concrete [1], [2], [3], [4] ('). The use of air-
(*) L'ulilisalion d'agenls enlralneurs d'air dans le beton des grands barrages de
Etals-Unis.
(1) Numbers in parentheses refer to the list of references appended to this
paper.
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R.98
entrained concrete in pavements and structures has increased rapidly
since 194 2.
As the properties of air-entrained concrete became established by
laboratory tests and field experience, it became apparent that such
concrete had many advantages for use in large dams. The first use of
an air-entraining admixture in a large dam in the United States to
produce purposeful air-entrained concrete of controlled air content,
was in Blue Stone Dam. West Virginia. constructed in i916 to 1917
by the U. S. Corps of Engineers. It is probable that some damns cons-
tructed prior to that time did contain a limited quantity of uninten-
tionally entrained air. The air was incorporated in the concrete,
unknowingly at the time, through the use of portland cements containing
oil or grease leaking from the finish grinding mill or through the use
of admixtures that were incorporated in the concrete mixtures as water-
reducing agents.
Laboratory tests and field experience have clearly demonstrated
that air-entrained concrete has many technical and economical advan-
tages for use in mass concrete. The use of air-entraining admixtures
in concrete for large dams has increased rapidly since 1916 and such
admixtures have been used in all large concrete dams constructed in
the United States in recent years. The performance of air-entrained
concrete has fully justified its use. The use of air-entraining admixtures
improves the workability of concrete and has made it possible to place
concrete of lower cement content in the construction of large dams.
The resultant use of lower cement contents decreases the temperature
rise within the mass. It has brought about changes in the type of
cement used and in construction procedures.
AIR-ENTRAINING ADMIXTURES.
Air-entraining .z.ldmi_ixtures are materials that incorporate small,
discrete, stable air bubbles in the concrete during mixing. They are
used in very small quantities. usually less than o.o) "? by weight of
the cement. There are a large number of materials that can be used
as air-entrqi-iincr admixtures_ They include the following general
types of materials :
I. Natural wood resins. such as rosin;
2. Animal or vegetable fats and oils, such as tallow. tish oil, and their
fatty acids, such as stearic and oleic acid:
3. Vas wetting agents such as alkali salts, of sulfated and sulfo-
nated organic c,:srapounds:
4. Water-s,.Iltible soaps of resin acids and animal and \ egetnblv fatty
The air-entrli7inc- adraIxtares used in the United States are those
meeting the reruLrements of the specidcatious of the American Society
? 3 ?
R.98
for Testing Materials 131. Some materials that entrain air would not
produce concrete meeting the requirements of that specification.
Air-entraining cements are available in most areas of the United
Stales and such cements are used extensively in the construction of
pavements and structures. Air-entraining admixtures are generally
used, in preference to air-entraining cements, to produce air-entrained
concrete for large dams. The use of air-entraining admixtures provides
the best means of controlling the air content for the kind of concrete
that is used in large dams.
WORKABILITY, BLEED ING AND SEGREGATION.
Entrained air greatly improves the workability of the concrete,
and decreases bleeding and segregation. Because of the improved
workability it is possible and 'desirable to reduce the sand content of a
mix in a quantity approximately equal to the volume of entrained
atr. Entrained air provides a means of designing workable concrete
mixtures of lower water-cement ratio and lower cement content than
can be obtained when using the same materials withoul the entrained
air. The reduction in cement content provides a definite economical
advantage in the construction of large concrete dams.
STRENGTH.
The strength of air-entrained concrete (at a constant air content) is
principally dependent on the water-cement ratio. Thus an air-entrained
concrete mixture can be designed to provide any desired strength in a
manner similar to non-air-entrained. For concretes having the same
cement content, air-entrainment tends to reduce the strength for rich
mixtures. With lean mixtures, such as those used in large concrete
damns (1 sacks/cu. yd. or less), air-entrainment is accompanied by rela-
tively larger reductions in water requirement. and for these mixtures
the strengths will not be reduced, they may even be increased, by the
use of air-entrainment..
RESISTANCE TO ABRASION.
Compressive strength is the most important factor controlling the
resistance of concrete to abrasion; the resistance increases as the compres-
sive strength increases. The air content of the concrete influences its
resistance to abrasion only insofar as IL affects the compressive strength.
In other words, air-entrained concretes are as resistant to abrasion as
plain concretes provided they are designed for equal strength [6].
B. OS.
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RESISTANCE TO FREEZING AND THAW4ING.
Concrete dams are often constructed at high elevations or in northern
climates where they are exposed to severe weather conditions and
numerous cycles of freezing and thawing. Previous experience has
shown that the durability of non-air-entrained concrete dams, parti-
cularly thin dams such as multiple arches and Ambursen type, can be
seriously affected by freezing and thawing [7], [8], [9], [10].
Laboratory tests and field exposure studies have shown that a high
resistance to freezing and thawing cannot be obtained through the
selection of cement composition or fineness or by cement content or
slump of non-air-entrained concrete having water-cement ratios encoun-
tered in present-day practice. I-Egh resistance to freezing and thawing
, can be obtained with air-entrained concrete. Extensive studies
conducted in the Research Laboratories of the Portland Cement Associa-
tion confirm these points [11]. The cements used in one of these studies
were made at five different plants from clinker which in composition
represented two of American Society for Testing Materials Type I
and one each of Types IL III and IV cements. At each plant three
grinds were made from the same batch of clinker-coarse, medium and
fine. By proper blending of these grinds, cements having fmenesses
of i 400. i ,ac, and 2 200 sq. cm/g, turbidimeter method, were obtained
for tesL
These non-air-entraining cements were used in the preparation of
concretes having cement contents of 1,5 1/2 and 7 sk.lcu. yd. The
net water-cement ratio of the concretes ranged from a low of to a
high of S.S gal. sk. The Type II cements of each fineness were used
also with varying additions of an air-entraining admixture to obtain
air-entrained concretes. Specimens prepared from these concretes
were subjected to freezing and thawing tests in the laboratory. The
specimens were cured in a 'moist atmosphere for 2S days and then
soaked in water for three days prior to freezing and thus were parti-
cularly vulnerable to damage from the freezing of water in the pores.
The cr....--ve in figure i is based on data from these freezing and thawing
test& It shows that all of the non-air-entrained concretes had low
freezing and thawing regardless of composition or fineness
cf tht- cements or cement content or water-cement ratio of the concretes.
They all attained an expansion of o. jo O in I 10 cycles, or less, of freezing
and thawi.rir:. On the other hand, as the air content of the concrete
was parposely increased by the use of an air-entraining admixture.
the resistance to freezing and thawing likewise increased. The
concretes havine air contents of 3.o to tl.o r`o had not expanded 0.10
even alter i 2 5o cycles of freezing and t ham ing. These results clearly
demonstrate that the air content of the concrete is of far more signi-
ficance with regard to frost resistance than the fineness or composition
of the cement. Cements of different composition and fineness were
used also on experimental pavement projects [3].[4]. A high resistance
? 5 ?
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to freezing and thawing was not attained with any of the cements in
non-air-entrained concrete. It was attained only by the use of air-
entrainment.
In another series of tests, 27 different cements were used in the prepa-
ration of box-type specimens 3o inches square, cast in place and filled
1400
1300
1200
1100
Vta
Li
,C3. 1000
900
s?.
?
t- Boo
700
-ta
C3-1%
4, 2, 5005 0
0
111
300
? 200
400
100
0
0 2 3 4 5
Air content - Per cent
Teneur en air pour cent
Fig.
Relative effect of cement composition and fineness
and of entrained air on resistance to freezing and thawing.
Elia Mali! de la constitution et de in finesse du ciment
et de Pair entraine sur in resistance an gel el degel.
---- s-
.
V 3.
-a
?
1 I 1
1
,-!..,.c:, Wcz
,...-, mar, - tr,
0 .... tr3 ...,
CS 1.3 t0 ,i) CZi ,:l
0- -0.
Designation
N^ on - - Entrained
. Sans agents aerateurs
o Air-Entrained
o Avec agents adrateurs
6
7
with sand and water. Six different mixes and two combinations of
aggregates were used in the construction of the boxes [12]. The benefit
of air-entrained concrete in resisting severe weathering is clearly shown
by the performance of these boxes at the Portland Cement Association
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? 6 ----
Naperville, Illinois Test Plot. Figure 2 illustrates the relative perfor-
mance of boxes made with a Type II cement and an air-entraining
cement made from the same clinker. Many similar comparisons are
available on the test plot. Without exception, the boxes made with
Fig.
Views of boxes from the long-Lime studs of cement performance
in concrete after 16 years' outdoor exposure at Illinois Test Plot.
Cement content : 6 sacks/en yd., slump, i 1/1 in , vibrated, aggregates, Spring-
ville, New York sand, and Plainfield, Illinois gravel. In the concrete in these
boxes a sand of doubtful quality was used.
Aspects des blocs-echantillons pour l'enak a longue duree
du comportement du ciment en beton apres avoir ele exposes
pendant ,6 ans sans abril a Illinois Test Plot.
Teneur en ciment : 6 sacs par annee cubique; aflaissement (slump), 112 police; vibres;
provenance des agregals, Springville, N. V sable; Plainfield, fit. gravier. Un
sable de qualite doutense a OW utilise dans ces echantillons.
(a) Air-entrained concrete.
Beton contenant ile Pair entraine.
(h) Non-air-entrained concrete
13elon sans air entraine
air-entrained concrete are in excellent condition after 16 years of severe
weathering. Many of the boxes made with non-air-entrained concrete
are showing advance stages of deterioration.
PERMEABILITY AND PORE PRESSURE.
The permeability of ell-designed mass concretes, eN en with mixes
as lean as 2 sacks of cement per cubic yard, is so low as to indicate that
equilibrium pore pressures are not likely to be achieved in a moderate
number of decades, if ever. The effect of entrained air is found not
only to reduce the permeability of concrete but also to delay the pene-
? ?
R.98
tration of water into a dam by a factor of several times, by virtue of
the water capacity of the air voids [13].
OPTIMUM AIR CONTENT.
The optimum air content of the concrete is considered Lo be that
minimum air content beyond which further increases in air result in
only a marginal further improvement in resistance to freezing and
thawing. This air content is optimum in the sense that it is, in general,
a balance point between increase in durability and reduction in strength
and reduction in unit weight. Laboratory tests have shown that the
optimum air content of concrete can be expressed as the air content
of the mortar fraction or as the air content of the entire mix. The
tests have shown that an air content of 9 i % of the mortar fraction
of the mix (material passing the No. 4 sieve) is the optimum air content
for concrete regardless of cement content or maximum size of the
aggregate [141. When the optimum air content is expressed as the air
content of the entire mix the required air content will vary depending
on the maximum size aggregate as shown in Table 1 [151.
T,tatti I.
Optimum air content of concretes containing different
maximum size aggregates.
Recommended.
Maxmautn sue average total
of aggregate air content
( ( "0 ).
. . 6
')
33
;..
CONTROL OF AIR CONTENT.
When air-entraining admixtures are used, it is very necessary to
control the air content of the concrete within narrow limits to maintain
uniform workability, strength and durability. Test for air content of
the concrete should be made for control purposes during construction.
The quantity of air-entraining admixture to be used should be adjusted,
up or down, as required by results of the tests for air content of the
concrete.
? The pressure method of test [16] is the most suitable method for deter-
mining the air content of freshly-mixed concrete for large dams. Pres-
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? 8 ?
sure units having a capacity of 9.8 Cu. ft. of concrete have been used
to determine the air content of concrete containing 6-in, maximum
size aggregates. Such large units are cumbersome to operate. It is
the usual practice to wet-screen the concrete through a i 1/2- or 3-in.
sieve before testing when using concretes containing aggregate having
a nominal maximum size of 3 in. or larger and then make the test in
a smaller pressure unit. The wet-screening should be carried out with
the minimum practicable disturbance of the mortar, no attempt being
made to brush or wipe adhering mortar from the sieved-out cobbles [17].
TEMPERATURE RISE.
The use of air-entraining admixtures does not have any significant
effect on the heat of hydration of portland cement per se. However,
the use of air-entraining admixtures makes it possible to produce
workable concrete with lower cement contents and the use of lower
cement contents results in a smaller temperature rise within the mass.
Figure 3 shows the relative effect of cement type and cement content
on the temperature rise of concrete cured under adiabatic conditions.
The temperature rise of the concrete was calculated from heat of hydra-
tion data using an average value obtained from tests of six moderate heat
of hydration (Type II) portland cements and four low-heat of hydration
(Type IV) cements [18]. The neat cement pastes used for the heat
of hydration tests were stored under conditions to simulate mass curing.
Following this procedure the specimens were stored at 7o F. for one
day and at 100 F. until the time of Lest or for an additional 27 days.
Those used for tests at ages of 90 and 365 days were again stored
at 7o F. after the 28th day. The heats of hydration were determined
by the heat of solution method. The temperature rise of the concrete
was calculated by assuming a water-cement ratio of o.5 by weight nd
using 0.20 as the specific heat of the cement and aggregate.
The data shown in figure 3 indicate that both the type of cement
used and the cement content of the concrete have a significant effect
on the temperature rise. Comparing concretes of the same cement
content (i sacks/cu. yd.) the temperature rise is less for Type IV cement
than it is for Type II cement. However, for concretes having a cement
content of 3 sacks/cu. yd. or less, the temperature rise when using
Type II cement is substantially less than that for the concrete having
a cement content of 4 sacks/cu. yd. of Type IV cement. The use of a
minimum cement content is one of the most positive and effective
means of controlling temperatures in mass concrete.
CEMENT CONTENT AND CONSTRUCTION PRACTICES.
The thermal stresses and cracks in massive concrete, that are caused
by temperature rise and subsequent fall within the mass, are well
1
? 9 ?
R.98
known. The temperature rise is caused by the heat of hydration of
the cement. An extensive investigation of cements for use in large
dams was undertaken prior to the construction of Hoover Dam [191.
ee
LZ.1 z60
tzot
L-2120
a.
'73
t.3
IL
yd 'Vee If
. r pe lat)
4 5 Cu
sk / cu yci Type
r e
2 sk/ cu yd Type It
2 sacs par yard cubrque Type!!
7 28 90
Age in Oays - Log Scale
Age en jours - Echelle
Fig. 3.
355
Relative effect of cement t pc and cement content on the temperature rise
of concrete cured under adiabatic condition.
Eflet rebuilt du type de eirnent ci de to lemur en ciment sur l'accroissement
de to temperature du beton conserve dans des conditions adiabaliques
Relative heat of h dration of type II and type IV Portland cements, average
data. Neat cement pastes mass cured. Heat of solution data.
Chaleur d'hydratation relative du amen( Portland (liedl et type IV. Moyentres des
resultats Pelle do ciment pure, eonservee en masse Valcurs de to ehalcur de solution.
A go at tes1 (da Heal of laplrolion (Cal
haleur d'hydratalion (cal e.)
1-iproulea rage d.
(jour.d.
3
7 ?
Tn). II
57.9
70.2
Type IN
47.5
)5.5
2 8 .
So.1
68.9
90..
Si. 2
7t.s
365...
90.8
79 i
Calculated from heat of hydration data for moderate heat of hydration (type II)
portland cement, and low heat of hydration (I.pe IV) portland cement
Calcul base sur In chaleur d'hydratation du dawn( Portland a to ehaleur d'hydratation
moderee (type II) el du amen( Portland a ehaleur d'hydratation basse (type I V).
These studies led to the development and production of low-heat
(Type IV) portland cement for use in large dams. The first use of
low-heat cement in the United States was in Morris Dam (originally
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Pine Canyon), California, constructed in 1932-1933 by the Pasadena
Water Department. A number of large dams was then constructed
using low-heat cement, notably Hoover Dam, Shasta Dam and part of
Grand Coulee. Concretes having a cement content of about 4 sacks cu.yd
were used in the construction. Even with the use of low-heat cemeni
the amount of heat generated by the cement was so great that the
embedded pipe method of cooling was used to keep the temperature
rise in the mass at safe levels.
The use of air-entraining admixtures has contributed to the use of
concretes of lower cement content. In that part of Blue Stone Dam
that was constructed using an air-entraining admixture, a cement
content of 3 sacks/cu. yd. was used. In later construction, concretes
of even lower cement contents have been used for the interior mass.
Even with air-entrained concrete, cement contents of about sacks/cu.yd.
are normally used for the exposed surface. In the construction of
Pine Flat Darn, the use of an air-entraining admixture made it possible
Lu use a cement content of 9 1/4 sacks/cu. yd. and for some part of the
construction a cement content as low as 2 sacks/cu. yd. was used. To
obtain these low cement contents IL is necessary, also, to use a low sand
factor and to maintain uniformly well-graded aggregates.
With the low cement contents that can be obtained with air-entraining
admixtures, the heat of hydration of the cement becomes of less signi-
ficance (fig. 3), and precooling becomes feasible in place of cooling by
embedded pipes in large structures. The use of low-heat (Type IV)
portland cement has been discontinued in the United Slates and mode-
rate heat of hydration (Type II) cement is being used. The tempe-
rature rise in the mass is usually considered to be withln safe limits
without the use of embedded cooling coils if the concrete is precooled
prior to placement. For precooled concrete, lift heights greater than
the usual 5 ft. become feasible because cooling from exposed surfaces
between lifts is of little consequence to iubsequent temperatures.
Lift height of 7 1/2 ft. were used on Table Rock Dam, Missouri, cons-
tructed by the U. S. Corps of Engineers, 1955 to 1958, with air-entrained
concrete precooled to a maximum placement temperature of 5o F.
The higher early strength of the Type II cement has a further advantage
with respect to removal of forms when using concretes of very low cement
content.
The use of air-entraining admixtures provides considerable econo-
mical advantage in the construction of large concrete dams through
the use of lower cement contents and accompanying changes in cons-
truction practices.
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Portland Cements or Air-Entraining Materials Added to Batch
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? 11 ?
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Sweden, vol. 1, 1433, P. 203).
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Concrete Used .n Swiss Dams (First International Congress on
Large Dams, Stockholm, Sweden, vol. 1, 1933, p. 83).
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vol. 49, 1953, p. 6o1).
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and Durability of Concretes Made with Various Maximum Sizes
of Aggregates (Proceedings, Highway Research Board, vol. 31,
195), P. 177)-
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(A. C. I. (I13-5-1) (Proceedings, Amer. Concrete Inst., vol. 51,
1951-19)5, P. 19).
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by the Pressure Method (Amer. Soc. Testing Mat., 1955, Book
of Standards, Part 3, p. 1987).
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Experiment Station, Corps of Engineers, U. S. Army).
18. William LERCH and C. L. FORD, Long-Time Study of Cement Per-
formance in Concrete, Chapter 3, Chemical and Physical Tests
of the Cements (Proceedings, Amer. Concrete Inst., vol. 4=1,
1918i P. 745)-
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utothe19,31.gi po/ :1)8n5e) Year (Proceedings, Amer. Concrete Inst.,
vol.N 30,
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? 12 ?
SUMMARY.
Laboratory studies of air-entraining admixtures and air-entrained
concrete were initiated in the United States about 1937. As the pro-
perties of air-entrained concrete became established, it was apparent
that such concrete had many technical and economical advantages for
use in large dams. The first use of an air-entraining admixture in a
large dam in the United Slates, to produce purposeful air-entrained
concrete of controlled air content, was in 19 f6. The use of air-entraining
admixtures has increased rapidly since that time and such admixtures
have been used in all large concrete dams constructed in the United
Stales in recent years. The performance of air-entrained concrete has
fully justified its use. The use of air-entraining admixtures improves
the workability of concrete and has made it possible to place concretes
of lower cement content in the construction of large dams. The resul-
tant use of lower cement contents decreases the temperature rise within
the mass and has likewise brought about some change in the type of
cement used in the construction of large dams in the United Stales.
The paper discusses the technical and economical aspects of the use
of air-entraining admixtures in large concrete dams.
RESUME.
Des cssais en laboratoire ayant pour but de determiner les proprietes
et le r6le des agents dispersifs A entrainment d'air et du baton A rair
occlus oat ete effectues aux Etats-Unis depuis 1937. Lorsque les pro-
prietes des betons ars furent d6finies, il devint evident que cc beton
presentait beaucoup d'avantages pour son emploi dans les grands
barrages. L'addition des agents adrateurs fut utilisee pour la premiere
lois aux Etats-Unis en 1946, lors de la construction d'un grand barrage
an de produire un beton ayant une teneur d'air entraine bien controlde.
L'emploi des m?nges adrateurs s'est augmente depuis cette date et
ces produits sont utilises dans tous les grands barrages executes recem-
meat aux E. Lats-Unis. Le comportement du beton avec addition d'agents
entraineurs d'air a justifle son emploi. L'utilisation de ces agents
adrateurs conduit A une amelioration de la maniabilite (workability)
du beton, et a rendu possible l'emploi de beton de mettre A plus faible
teneur en ciment pour la construction de grands barrages. Il resulte
de l'emploi de betons A faibles teneur en ciment un abaissement de la
temperature A rinterieur du massif et cela a conduit A des modifications
dans les types de ciments employes dans la construction des grands
barrages aux Etats-Unis.
La presente communication est une analyse des aspects techniques
et economiques de remploi des agents aerateurs dans les grands barrages
en beton.
Extrail Sixieme Congres des Grands Barrages
New York, 1958.
152903-58 Paris ? Imp. GAI."1-1-1IF:13-VILLA1S, 55, (Tura des Grands-Augustins.
Imprime en France.
.-1
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de to Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R.99
QUESTION N? 23
R. M. BERTHIER
(FRANCE)
tPREUVE
Reproduction interdito
LE ROLE NEFASTE DE LA CHAUX LIBRE
DANS LE GEL DES BETONS (*).
B. M. BERTHIER,
Directeur du Centre crlaudes Scientifiques el techniques de Grenoble,
Conseil Scientifique du Gouvernement General de l'Algerie.
L'etude systematique du gel des Mons esi le seul moyen cridentifier
les facteurs physiques eL Lechnologiques responsables des destructions
de betons par le gel.
Un des facteurs les plus importants est in chaux hydratee qui se
trouve A retat libre el en proportions ices imporlafiles dans le ciment
Portland apres sa prise el son durcissement.
D'aulres facteurs Lechnologiques sont en realite sous la dependance
du facleur chaux. Par exemple, les sables fins sont utiles parce qu'ils
dispersent les concentrations locales de chaux libre, et les matieres
pouzzolaniques sont utiles egalement parce qu'elles fixent plus on moms
complelement caste chaux
L'objet du present rapport est de decrire des experiences qui mettent
en evidence revolution de la chaux libre dans le processus general du gel.
(*) Free lime : a deleterious agent in the freezing of concrete.
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DESCRIPTION DES ESSAIS DE GEL.
Nous precisons d'abord le processus des essais.
Les eprouvettes de beton sont des cubes de 7 cm, et les epron ettes
de mortter ou de pate pure des eprouvettes cubiques de cm ou prisma-
tiques de 4 \4\'15 cm.
L'appareil frigorifique a un laboratoire d'environ o,5 mu, en forme
de tunnel. Dans le fond du tunnel, an ventilateur engendre une circu-
lation constante d'air froid.
Les eprouvettes sont placees dans an panier, sur des planches d'acier
de facon a former des files paralleles ft la direction du vent froid, l'extre-
mite de chaque file etant protegee du choc direct de l'air froid par une
plaque d'acier. A chaque cycle, les eprouvettes sont permutees autant
que possible pour homogeneiser les conditions du gel. Le vent froid
circule aisement entre les files. Ces conditions ont ete reperees par
l'etude des indications de tres petits couples scelles au centre de cubes
d'epreuve.
Le degel se fait en immergeant les planches avec les eprouvettes
qu'elles portent dans de l'eau saturee de chaux. Cette eau est contenue
dans une cuve munie, dans le fond, d'un echangeur metallique parcouru
par l'eau tiede ayant servi 5 refroidir le compresseur de la machine
frigorifique. Une grille horizontale separe Fechangeur des eprouvettes
afin de separer les boues et debris. Une lente convection naturelle ramene
la temperature du bain a environ 200 au debut de chaque operation
de &gel, et comme on place toujours le meme poids d'eprouvettes dans
le barn, on obtient des conditions toujours identiques.
Les eprouvettes degelees sont egouttees avant le nouveau gel.
L'etude des couples scelles a permis de fixer les temps de gel et de
&gel. On fait normalement 4 cycles pendant les $ a loh de presence
du personnel. une installation semi-automatique permettra. bientot.
de faire io cycles par 24 h.
Les eprouvettes sont soumises aux cycles de gel nitres tine periode
initiale de durcissement en chambre humide i i izo fixee a Fun des
chiffres. 1, 2, 4 et 19 semaines. C'est ainsi que toutes les eprouvettes
citecs dans ce rapport ont ete mises au gel a une semaine &Age.
Avant mise au gel, les eprouvettes sont rectifiees suivant deux faces
paralleles, cc qui est indispensable pour avoir ensuite des mesures
mecaniques precises et des observations nettes sur la structure L,Telee.
Les essais mecaniques consistent en epreuves de compression, avec
ou sans releve de courbe de charge pour fixer la limite elastique et le
module, et epreuves de traction par notre precede bien comm (,). On
pent, a la rigueur, faire ces deux epreuves stir la meme eprouvette.
Les mesures de dilatations. positives on negatives. se font, soit sur
(I) Publication technique 43 du Centre d'r.tudes et de 'Recherches de I Inclu?-
trie des Liants hyclrauliques.
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?3--R.99
les eprouvettes rectifiees au moyen de palpeurs a plateaux, soiL stir
e.prouvettes prismatiques portant des plots scenes en acier suivant tine
technique eonnue.
Une elasse speciale de mesures el d'eludes concerne la resistivile
electrique, l'impedance ultrasonique, et, d'autre part, l'auscultation
sonique pendant les cycles donne des renseignements interessants.
Les mesures inecaniques ne seront pas reprises dans le present rapport
et feront l'objet de publications separdes. Lc present rapport est unique-
meal destine a analyser le processus physique du gel.
Quand on suit les epreuves precedemment decrites avec attention,
on s'apergoit rapidement qu'elles sont faussees par des elTets secon-
daires du gel. C'est ainsi que les faces rectifides des eprouvettes cubiques
cessent rapidement d'?e planes, le mortier du beton lendant, en general,
faire saillic stir les picrres, et tine distorsion de la structure se mani-
festant egalement.. Ces distorsions peuvent passer inapercues si on
observe les eprouvettes apres les epreuves mecaniques.
Les mesures de dilatations sont faussees pour les mettles raisons.
Ii s'ensuit qu'un programme de gel et d'epreuves mecaniques qu'on
fail executer administrativement et dont on se borne ft depouiller les
resultals n'apporte que des idees bien imparfaites sur le sujel.
Aussi avons-nous consacre beaucoup de soins A observer, dans le
detail, l'evolution des eprouvelles. Ceci necessite tine bonne organi-
sation de photographic, macro et micro, afin de garder trace de ces
observations, et nous avons choisi, dans 'tare fonds, quelques bonnes
photos pour illuslrer noire rapport.
Lc premier phenomene observable stir eprouvettes de beton de ciment
Portland est l'apparition, apres quelques cycles de gel, d'un rescau
de fines lignes blanches sur les faces rectifides ou non. Sur les faces non
rectifiees, cc reseau se dessine sur une surface amorphe, mais sur les
faces rectifiees, cc reseau coincide avec le contour des pierces coupees
par In rectification et tend A souligner le contour des elements pierreux,
gros ou petits. Ces lineaments deviennent de plus en plus visibles
mesure de Favancement du gel, l'observation microscopique et In
microchimie montrent qu'il s'agil de chaux pure, plus ou moms carbo-
nat.& bien entendu. On rend ces lineaments plus visibles en faisant
le beton avec des pierres noires at surLout avec du ciment noir. Pour
obtenir la pate noire, il nous a suffl de meler au ciment tine petite propor-
tion de poudre de schistes bitumineux d'Autun. Celle poudre est
faiblement pouzzolanique el ne modifie en rien les caracleristiques
mecaniques des eprouvettes, mais elle est tres colorante.
Ces lineaments de chaux sont visibles stir la plupart de nos photo-
graphics, par exemple :
Figures 1 at 2 : faces reclifiees;
Figure 4 : faces non rectifiees el oil les pierces Wont pas ete mises
A nu.
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--. 4 ?
?..J. La (lecke indique la direction de la luinierc pour tons les elieli6s.
The arrow shows the direction of the light on all the photographs.
Fig. i.
Fig. 2.
Fig 3.
Fig.
A
ft
? 5 ?
R.99
Sur les faces rectifies de la figure 3, on voit aussi apparaitre ces
lignes dans les fissures de pierres, fissures qui passaient absolument
inapercues A la rectification initiale. Ces lineaments sont en relief, cc
qui est inis en evidence par des photos prises en lumierc frisantc; voir
en particulier les figures i eL 5, cc dernier relatif A de la pilte pure de
ciment.
D'ailleurs ces lignes en relief sont visibles stir tons les parements
d'ouvrages, et dans des conditions ou il est exclu qu'elles puissent etre
dues A des filtrations A travers le beton, mais les figures formes par les
Fig. 5.
Fig. 6.
filtrations forcees ressemblent tin pen A ces lignes, dies sont plus loca-
Hsi:es et plus grossiixes.
Des lignes du nulme genre el probablement dues aussi au gel sont
visibles sur des pierres de maconneries anciennes avec joints A In chaux.
Toulefois, on pea les observer aussi parfois sur des pierres qui out Pu
subir le gel Innis qui n'avaient pu etre impregnees de chaux, et cc sont
probablement alors des migrations de calcite scion tin processus du meme
genre mais beaucoup plus lent.
Une autre observation fondamentale est la distorsion des faces planes
sous Vent du gel. D'une part, la pate de mortier enrobant les plus gros
elements tend A faire saillie sur ccs elements, et, d'autrc part, les plans
de coupe de ces pierres cessent d'?e coplanaires, comme sur un dallage
ancien dont les elements se doversent avec le temps. On lc voit tres hien
sur In photo 6 qui est d'ailleurs Un cas presque monstrueux, mais pas
tellement exceptionnel. 11 faut prendre garde que route photo de cc
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? 6 ?
genre pent. etre d'interpretation ambigue si In direction de in lumiere
West pas bien precisee. Pour eviter toute erreur on a depose sur reprou-
vette une petite bille dont rombre portee materialise In direction de In
lumiere et ron volt bien que les pierres soul en creux et In pate en relief.
Dans la plupart de nos photos, les resultats sont bien les memes. It
arrive (fig. 1) que certaines pierres soient en leger relief, cela est frequent
quand cc sont des cailloux mules siliceux, pen adherents, el qui se
dechaussent facilement apres in rectification. Sur In photo on volt
tres bien l'alveole d'un caillou dechausse, avec des cailloux en creux
et d'autres nettement deverses. Cette observation du gonllement. du
mortier montre bien que le gel du beton n'est pas distinct du gel du
ciment. Nous y reviendrons.
Un autre fait caracteristique est que les lineaments de ces dessins
de chaux coincident toujours avec des fissures ouvertes par le gel.
Pour le moment it n'est pas question de declarer que les lignes sont In
consequence des fissures, oil rinverse, mais seulement qu'il y a toujours
concordance. Meme Si Fon ne voit pas de fissures stir tine face avant les
essais mecaniques, ii y a toujours des fissures ou des cassures plus oil
moths visibles apres repreuve. Cela se volt stir les figures 7 (avant
ecrasement) eL (apres ecrasement). On volt hien stir in figure 8 les
fines lignes de chaux qui sont restees adherentes stir le bord d'une
pierre et qui se prolongent sur in surface dechaussee. Cela se volt bien
aussi sur les photos 9 et 10. Apres tine separation menagee des elements
par une epreuve mecanique conduite avec precautions, on trouve des
figures du meme genre en pleine structure, mais surtout au voisinage
immediat de la surface, pour pen qu'on se donne In peine d'enlever
quelques pierres avec precaution.
La photo ii montre retat d'un beton apres /1 cycles; on volt encore
pen de chose, mais on volt dans des alveoles dechaussees des lignes de
chaux stir le ciment noir.
La photo 12 montre retat du meme beton apres is cycles.
La photo 13 montre, en agrandissement, quelques details d'alveoles
de cailloux expulses par le gel et dans lesquels On oil tres Wen les
fissures picnics de chaux.
L'eprouvette 866, visible stir la photo 1,, est reprise en agrandis-
sement sur in photo 13 bis qui montre quelques details interessants.
Les photos ci-dessus ne sont qu'une lres petite partie de notrc materiel
experimental, et, par ailleurs, tout un ensemble d'aulres experiences
concordent avec celles-la, experiences qui out etC enumerees an debut
de cc rapport. En particulier, nous auctions et mesurons directement
radherence de pierres de nature variee sun le ciment an cours du gel,
et revolution de la desagregalion liant par la mesure de in vitesse
d'hydrolyse. Toute cette experimentation, si elle n'est pas encore presen-
table, permet d? de se faire un tableau assez net des phenomenes
fres complexes du gel et du role joue par chacun des facleurs identifies.
Nous allons essayer de montrer le rOle de in chaux qui est certainement
Un facteur important.
A
? 7 ?
R.99
Cette hisloire commence des le malaxage du chnent. Si Fon moule
tine eprouvette en pale pure, celle pale posse& tine certaine structure
legerement feuilIclee, analogue a celle (rune pate d'argile et in chaux
Fig. S.
Fig. 9
Fig.
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R.99
? s ?
libre tend a former des segregations dans les lits de feuilletage. Des
les premiers cycles de gel, cc feuilletage se dilate, et devient presque
immediatement visible A in surface scion des lignes analogues celles
de la figure 5. lais, en meme temps, raction du gel tend i produire
Fig.
un autre systeme de feuilletage par plans paralleles i la surface et qui,
en general, coincide assez mal avec le precedent (fig. 5). Ce qu'on
observe participe de ces deux causes et le moyen le plus simple de les
Fig. 13
discriminer consiste A Sc servir des conditions de symetrie en modifiant
les positions dans le frigorifique des eprouveltes moulees dans une
position conslante.
If est certain dans bons les cas que la migration de la chaux accom-
9 ____ R.99
pagne in dilatation du system de fissures. Tonle lacune initiale est
remplie par de reau saturee de chaux, el, comme in chaux est plus
soluble a froid, la concentration augmente pendant le refroidissetnent
aux depens de la paroi adjacente. Au degel, la fissure est remplie d'une
solution sursaturee qui diffuse vers l'exterieur en formant vers la sortie
de la fissure des depots plus ou moms carbonates. Cela c'est le pheno-
mime global. Le detail est plus complique, et Von peut robserver dans
tine solution emprisonnee entre deux feuilles de verre. Au moment
du gel, il se produit d'abord un melange de glace pure et Wean sursaturee
Fig. 13 Ns.
oil la chaux cristallise en pantie, mais, comme 11 s'agit de fissures ouvertes
l'expansion de la glace pure expulse, du fond vers la surface Hine, un
pen d'eau saturee el de chaux en microcristaux. Ce mecanisme fonda-
mental continue A jouer taut qu'il y a de In chaux direclement soluble,
el ensuile par hydrolyse. Le resultat le plus general esi que les parois
des fissures soul. Lapissees de chaux, et comme celLe chaux n'a aucune
cohesion mocanique, la fissuration, si legere soil-elle, esi definitivement
consolidde en taut que system de surfaces de moindre resistance.
Ainsi le gel de la pilte pure aboutit. A la diaclase de reprouvelle en
lamelles, ces lamelles etant souvent subdivisees presque indefiniment
en sens divers, el eel eta ressemble beaucoup A celui des pierres homo-
genes fragmenlees par le gel, et, A une autre echelle, A cclui de banes
sedimenlaires forLement diaciases.
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R.99 ? 10 ?
Des qu'on ajoute A In pate pure des charges minerales plus ou
moms inertes, les apparences globales changent completement et cela
a pu faire croire que lc gel du beton otait tin processus entierement
distinct du gel du ciment. C'est, en realite, toujours le meme processus,
ii n'y a que la repartition des fissures qui soil modiflee.
Une simple addition de sable fin (Mina la structure feuilletee initiate
de In pate.
Si l'on examine les photos i et 15 representant, en vue directe et en
agrandissement, Un prisme gele de mortier normal, on volt stir la paroi
non encore detruite tine reticulation en lignes saillantes de chaux a la
dimension des grains avec des fissures paralleles aux parements, et un
examen au microscope montre que les grains de sable dechausses sont
enrobes de chaux. Si l'on observe une surface rectifide, on voit, Li tine
&Ilene plus petite, les figures en reseau qu'on a vues stir les photos
de Mons gelds (1 et 2 par exemple).
Dans les mortiers et bacons, le role de in chaux interstitielle est
exactement le meme que dans les feuillets de la pate pure. L'eau adherant
par capillarite stir les grains est le siege des phenomenes de concen-
tration et d'extrusion de la chaux du ciment, et cette chaux cletruit
detinitivement l'adherence, en sorte que, finalement, le mortier s'effrite
grain A grain. On distingue facilement le facies d'un bon mortier geld
et d'un mortier !sop aqueux non gele, bien qu'ils presentent le meme
defaut total de resistance : un mortier trop mouille West cerles pas
resistant, mais il pent encore supporter un pe?u In dessiccation, sauf
quelques fissures. Au contraire, le bon mot-tier expanse par le gel Sc
resout litteralement en sable par la dessiccation A cause de la chaux
interstitielle. 11 y a cependant interet Li subdiviser la pale de ciment
pour diminuer sa gelivile par des sables contenant line fraction notable
de grains tres fins autour de o,o5 ? 0,25 eL 0,1 ? o,5, dans la mesure
oa fon prend toutes dispositions pour ne pas accroitre de cc fait in
proportion d'eau de malaxage ou coefficient de mouillage. Celle derniere
restriction est, fondamentale.
L'inlluence de la forme des grains de sable et de leur nature minera-
logique est a l'etude. II est difficile d'isoler ces facteurs car its s'enche-
vetrent, en cc qui concerne le gel, avec cfautres facteurs comme le
coefficient de mouillage, la desaeration des pates, la rugosite des grains,
la definition cristallographique des surfaces, etc. Si d'ailleurs on detinit
finalement le meilleur sable au regard de chacun de ces facLeurs, ii
sera certainement impossible de trouver un sable qui soil lc meilleur
Li tons les points de vue, et Fon aboutira Li un compromis. Par exemple,
un sable a grains rugueux et anguleux scrait peut-etre le meilleur pour
la division de In 'Ate, mais exigera beaucoup plus d'eau et donnera un
beton reche. Alors, suivant les conditions de mise en place eL les engins
utilises et dans un chantier determine, cc sable donnera petiL-etre nil
resultat neLLement plus mauvais qu'un sable a grains ronds, de moins
bonne adherence, mais plus facile a mettre en place en bonnes conditions.
Mais la connaissance des conditions theoriquement les meilleures aura
au moms l'avantage d'eclairer les discussions sans issue qui opposent
- 11 ?
R.99
souvent les tecliniciens el de legitimer des specifications qui soient,
dans chaque ens, pratiquement les meilleures tout en etant theori-
quement niparfaites.
Fig.
Fig. 15
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Si maintenant on passe A l'observation beton, le meme processus
Sc produit d'une facon macroscopique ainsi qu'on l'a vu stir les photo-
graphics, 11 y a toujours concordance entre les ddpots interstitiels de
chaux, les fissures du gel, celles-ci pouvant ne Sc revdler qu'au moment
des belons non gelds. Cue dpreuve m?ge, comme sur in photo 17,
montre le divorce entre les pierres et le mortier par suite de manque
d'adhdrence, le mortier Sc desagregeant ensuite pour la mem raison.
Les pierres siliceuses mules Sc clitchaussent beaucoup plus specimen-
de Fdpreuve in6eanique. La aussi les fissures de gel tendent a former
des surfaces paralleles aux parements, mais l'observation cc point
lairement comme on le voiL sur les photos iS eL 19, et stir les photos 90
et 21. L'observation attentive des formes el du facies de la dislocation
de vue devient plus incertaine parce que les dprouvettes ne sont plus
assez grandes vis-a-vis des gros 616ments du ballast. 11 !but noter aussi
que dans les Mons discontinus lc mortier geld garde son facies propre
dans le bdton geld (photos if') et 17). Quand on fail les dpreuves mdca-
niques, on observe des formes de clislocalion asset differentes de cellos
est tres importante, elle permeL de voir Si le mortier esi plus ou mins
altdre, ou si l'adherence des gros 616ments est pliant en cause.
Un deuxieme compartiment de nos travaux concerne la recherche
des moyens proles a diminuer la gelivitd des ciments el des bdtons.
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A vrai dire, nous :worts engage ces travaux ii y a hien longtemps, nos
travaux recents stir le role de In chaux, brievement relates ci-dessus,
ont simplement confirme et eclaire tine pantie des resultats acquis.
Les quelques experiences recentes que nous allons relater maintenant
expansion rapide par le gel. I.a composition type est : gravillons
routes 5/i 5, sable leucate 0, I' 3 "0 I'm"; ciment. 51.1 lig/m";
eau 0 preciser dans chaque serie.
out iiC choisies 0 titre demonstratif et pour servir de conclusion au
present rapport, mais cites out CAC, dans leur principe, tirdes de flare
fonds de recherches anterieures.
P HEM 1 LIU'. SERI E.
Les eprouvettes 852 0 858 soul destines 0 montrer l'intluence des
additions de laitier stir In gelivite.
Elles soul loutes Niles avec du Cl' ? faiblement alumineux ?, plus
des additions a preciser, E,IC - 10 0?, et non colon', en noir.
- L'eprouvette 855 n'a rem rien de plus.
? Les eprouvettes 852 et 858 contienneni .25 ?,? de hillier pun
Flange/Palm:II 4000 13laine (par rapport au eiment total).
- L'eprouvette 857 contient 10 00 de tallier.
- L'erpouvette 856 contient 71 ?0 de laitier.
- Les eprouvelles 858, 857, 856, contenant du tallier, renferment
en plus 0? de chlorure de sodium --;- o, I 00 de Iluosilicate de sonde.
Les eing 01'011%1qt-es soul
de 7 jours + iA cycles de gel.
L'eprouvette 855 est presque disloquee eL on In retire des eprem es.
L'eprouvette 852 est epaufree el un peu fissuree, les autres sont en
bon etat.
A 3o cycles, l'eprom elle 852 est disloquee el retiree des epreuves.
La photo 23 montre les survivantes ft 8o cycles. L'eprouveite 858
A 25 ?,0' de laitier est disloquee, les deux autres liennent encore el seront
enlieremeni disloquees \ ers 100 cycles.
montrees sur la photo .21. a l'Age
.N1111. 1 111::: t,010.0?1110Ns
Nous attirons Fattention stir le fait que, pour ccs experiences, on a
cherche A accelerer et amplifier les etTets visibles du gel en vue de l'obser-
\ration directe et de la photographic. Les betons out CAC mis au gel
des 7 jours (rage, cc qui est severe. Ces betons contiennent trop dc
mortier et sont fortement doses, tonics conditions favorisant une
Nous faisons immediatement les remarques suivantes, qui sont bien
cntendu corroborees par tine experimentation beaucoup plus vaste
que ccs quelques demonstrations :
L'addition du tallier de bonne qualite ft finesse de mouture tres elevee
augmente considerablement la resistance an gel, ft condition Loutefois
d'ajouter des additions salines. La composition d'additions choisie
pour ccs experiences esl celle qui a fait ses preuves depuis plusieurs
annees dans les travaux publics en Algerie. On petit d'ailleurs faire mieux
encore.
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R.99 ? 16 ?
Les migrations de chaux se voient d'autant.
Maier est plus elevee, parce que le Miller est
chaux. Celle fixation depend dans tine large
mais (Tile question est hors du sujet.
moms que la dose de
capable de fixer cette
mesure des additions,
17 - R.99
Cheque 'miner? a ete trait e de deux facons differentes.
? Les eprouvettes marquees A de 862 A 867 out ad collides
et conservees normalement en ehanihre humide avant le gel.
? Les eprouveltes marqudes AP ou A 5 de 862 A 867 out dtd charges
immedialement apri!s leur coulee et jusqu'A fin de prise (rune contrainte
de 100 g/ein2 realise par un plateau charge de poids.
Les photos suivantes sont prises :
Sli0 SO)
856 S57 858
852 855
857 856
Fig 23.
DEUXT 61 E. SAME.
Les eprouvelles 861 A 867 soul, destinees A montrer 'Influence des
additions salines, (rune part, ei de la contrainte, d'aulre part.
Elles sont loutes bites avec le meme CP de base que les precedentes,
mais le eiment a 6E6 color e en noir par du sehiste d'Autun, le rapport E/C
a eV, reduit A io
? Les eprouvetles 861 Wont recu aucune addition.
? Les eprouvettes 862, 861, 865, out rep, en plus des additions
salines, A savoir :
% de Cl Na pour 864,
o, 1 % de fluosilicale de sonde pour 865;
% de CI Na et 0,1 ?,',? de Iluosilicate de sonde pour 862.
? Les eprouvelles 866 et 867 contiennent, en plus du CP de base,
25 % de hillier et l'eprouvette 867 contient en plus i % de CI Na.
st.1
Utt EU liES COMPOSITIoNs.
= jo "?
86-2 861. S65. 866. 867.
862 k 5 861 k 5. 865 Ui 866 A 5. S67 A 5.
X
( tiou contramt
lEpromettes
/ con/vaunt .
"? Na
11,1 ^.; Fl
nimrlaccifiPci in Part - Sanitized Copy Approved for Release @ 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
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En definitive, le classement de merite s'obtient conime suit :
Nombre de cycles
Ile gel.... .. '2.:. :co. :11,. Is. W. 7N lot 151)
Eprouvettes de 1;1
prentii..re stlrie.... N:i-) ? ( 8:41
8:18 ?( 8:i7 /
I
Slil
/ 81iii Slili P 1 '
Sli:i P ) slit / 8G-2
Slit I' 1 -
867 i
I 8114 P
/ 8117 P
t 8G:i
Eprouvettes /le la
deuxiiane
811.2 1 5 NM 1 5 N115 Niili 1 NG;
Ces tableaux con firment les enseignements suivants d'une longue
experimentation portant, en general, stir des belons de composition
plus normale el nmins jeunes. I.es specifications differentes qui ont
ete appliquees aux eprouvettes ci-dessus, Si elles etaient appliquees
A des beLons normaux, (limner:dent exactement le mneme classement
relatif, mais les durees absolues d'endurance seraient considerablement.
augmenlees.
10 Dans tons les cas, le rapport E'C est tin facleur important.
90 Une addition de laitier sent ainaore pen la gelivile.
30 Les additions salines soot indispensables Una pour les CP qtie
pour Ies eiments mixtes.
861
865
Fig. 20.
so;
SG2 A 5
862 SGI A 5
Fig. 2.7.
i? Les eiments mixtes, faits de CP additionne an moment de l'emploi
de lailier moult' A part A grande finesse, soft beaucoup plus resistants
tulle les CP, surtout A partir de )1 n? de lailier, la proportion optima
elant an voisinage de io ??, mais sous condition d'additions salines.
50 Les betons contraints des leur coulee soul plus resistants que les
belons non charges.
Go Dans bons les ens, les migrations de chaux Sc manifestent quand
les alterations deviennent importantes. Dans les CP, avec ou sans
additions, les manifestations de In chaux sont. A peu pres les mnemes
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pour un meme degre d'alteration, ces alterations pouvant, suivant le
traitement, apparaltre plus ou moms lard. Dans les ciments mixtes,
la chaux est d'autant moms visible clue In proportion de miller est plus
grande, (Indies clue soient les alterations. A partir de 5o % de killer,
on ne volt plus les lignes de chaux A 1'f-ell nu.
Pour terminer, nous dcvons avertir que les additions salines utiles
augmentent un pen le retrait intrinseque de tons les ciments. Alais lc
retrait intrinseque est la manifestation primaire de l'energie de cohesion
et les meilleurs ciments sont ceux qui out le plus de retrait. 11 appar-
tient aux praticiens de s'en accommoder cL d'en fatenuer les eficts par
des moyens simples, comme Font fait dcpuis longtemps les fondcurs de
metaux on les mouleurs de resines thermodurcissablcs.
RESUME.
La chaux libre provenanto des reactions hydrauliques des ciments
apparait dans les fissures el microfissures des betons soumis au gel.
Ces segregations de chaux detruisent definitivement la cohesion du
beton et sont un facteur important de la destruction par le gel.
La fixation de la chaux par des matieres pouzzolaniques et, en parti-
culler, par le laitier fait disparaitre ces segregations et diminuc la
Les additions de sables fins, les additions salines et la misc en contrainte
du beton gement on retardent le processus de segregation et diminuent
aussi la gelivite.
SUMMARY.
The free lime resulting from the hydraulic reactions of cement makes
its appearance in the cracks and microscopic fissures of concrete subjected
to freezing.
The ensuing segregation by lime results in destroying completely
the cohesion of the concrete and constitutes an important factor in its
disintegration through frost.
Fixing the lime with the aid of pozzolanic materials and specially
with slag puts an end to segregation and reduces the liability to cracking
through freezing.
Admixtures of fine sand and salt and stressing of the concrete hamper
or delay the segregation process and also reduce the liability to cracking
through freezing.
Extrail Sixieme Congres des (;rands Barrages.
New York, 1958.
152903-58 Paris ? Imp. GAL THIEH-VILLABS, 55, quai des Grands-Augustins.
Imprime en France.
v
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 100
QUESTION N? 22
J. SALVA
(ALGERIE)
EPREUVE
Reproduction interdite
METHODES DE COMPACTAGE
ET TENEUR EN EAU DES MATERIAUX UTILISES
POUR LA CONSTRUCTION DE LA DIGUE EN TERRE
DU SARNO (4')
J EA N SALVA,
Ingenieur des Ponts et Gimussees,
Direction de l'Hydraulique et de l'Equipement rural, Oran (Algerie).
Le barrage du Sarno a did mis en can en 1952. Plusieurs articles out
ele publies stir cet ouvrage, et le problemc de la mesure des tassements
de la digue a fail l'objet du Rapport no 46 lors du 5o Congres des Grands
Barrages.
Nous nous proposons, dans le present rapport, de parler plus specia-
lenient de l'execution du remblai corroye. Alais avant d'aborder cc
sujet, 11 nous parait indispensable de rappeler, enquelques mots, l'utilite
de l'ouvrage, la geologic du site, et les caracteristiques generales de
l'amenagement realise.
(*) Compaction methods and moisture content for materials used in the construc-
tion of the sarno earth dam.
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?3? R.100
a. Sous les alluvions recentes, le substratum est constitue par une
alternance de mantes compactes et de banes greseux qui appartiennent
att tertiaire (oligocene).
b. Au cours des temps miocenes (vraisemblablement au tortonien)
ce substratum tertiaire est plisse par les mouvements tectoniques qui
creent les Monts du Tessala.
c. A la suite de eel exhaussement general, une erosion intense sculpte
un relief tres accuse, creant ainsi une vallee fossile plus large que la
vallee actttelle ci dont la rive droite a ele parfaitement mise en evidence
par les sondages de reconnaissance.
d. A celte erosion succede une premiere phase de remblaiement.
Ce sont d'abord des (IOUs grossiers, contenant des blocs routes de
calcaire miocene, puis des elements plus fins, mantes greseuses
rougeatres.
e. Apres une nouvelle erosion peu importante commence une
deuxieme phase de remblaiement qu'on petit placer au quaternaire
;mien Ott lout au moms A la lin du pliocene. Les depOts soul tres
grossiers ci toute la region est recouverte par une epaisse couche de
poudingues contenant parfois des lentilles marneuses (par exemple
en rive droile).
f. La vallee acluelle de rotted Sarno a ele creusee dans cello derniere
couche de devils. Celle operation s'esl effectuee en trois temps :
10 Erosion de la couche des poudingues qui, dans la partie centrale,
a completement disparu;
Remblaiement par une couche de 6 A 8 in d'alluvions recentes:
o Creusement du lit nand qui entaille ces alluvions de 2 in environ.
Cet apercu rapide montre clue les terrains de fondation presentaient
tine grande helerogeneite.
Sur les rives, les conglomerals constiluaient un excellent terrain
de fondation non susceptible de lassement.
Dans la panic centrale, ati contraire, tin iassement relativemeni
important elait A prevoir.
EMIR les couches de conglomerals se terminani en biseau sun les
marnes, on pouvait craindre une fissuration el meme un basculement
des bees de conglomerat. Lravaillani en console.
C'esl pour celle raison qu'il Ctait necessaire de construire tin ouvrage
souple, capable de s'adapter aux tassements inegaux des terrains de
fondation. La region no comporlant pas de carrieres capables de fournir
de la pierre pour un barrage en enrochements, on decida de construire
une digue en lerre.
1 2. SCI11:\U GENP.IIAL DE L'AMENAGENIENT REALISE (fig. ..))?
1 ) i. Deviation des eaux pendant les travaux.
Pendant la construction, les eaux out ele deviees par tin I;alardeau
en terre el une galerie de 6 in de diameLre el de 200 in de long qui
traverse la rive droile.
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1 2.2. Caractiristiques yeometrtques la d yue principalr.
Lonaueur en crete : ito m;
Hauteur maximum au-dessus du thalweg :
Larzeur en crete : Sm;
Lar2eur maximum au niveau des fondations : 15o in (y coinpris le
t erre-ple1.1 avalj;
Pente du parement amont : J,5 I et 2 I ;
Pente du parement aNal : 2 I et 1,5
Volume total des terres mises en place 1a 000 m.
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Plan d ensemble des ouvrages.
(1) Canal de fuite.
(2) Station de pompace.
(3) Galerie de derivation.
(4) Deversoir Marguerite.
(5) Deversoir eomplementaire.
(6) Mur de pied.
(71 Batardeau amont.
(8) Tour de prise d'eau.
General plan of the works.
(1) Tail-race.
(2) Pumping station
(3) Diversion tunnel.
(4) Marguerite " spillway.
(5) Complementary spillway,
(6) Foot wall.
(7) Upstream cofferdam.
II)) Intake lower.
? 5 ?
R.100
1. 1 .3. Evacuation des crues.
L'evacuateur principal csl compose de hull gottlottes en beton dis-
posees autour d'un pulls central comme les petales d'une marguerite.
Ce puts est raccordd Li la galerie de derivation. L'avantage de cc system
est d'avoir title capacile d'dvacuation hnportanle pour tine lame d'eau
Utile, tout en ayant un encombrement assez reduil (diametre du cercle
eirconseril : i2
Sous one lame d'eau de 1,5o in el avec les vannes de fond ouvertes,
In capacite d'evacuation est de Soo m3 /s.
Pour plus de securite, Un deversoir complementaire a (Re amenage
en rive gauche a un petit col qui ne pouvail permettre 'Installa-
tion de l'evacuateur principal, car les terrains de fondation soul
medioeres.
Ce deversoir qui fonclionne seulement pour des debits superieurs
Li s permet, avant que l'eau lie passe par-dessus le couronnement
de In digtte, l'evacualion de pres de Soo m3/s. La securile de l'ouvrage
est done assuree de facon correcte, les plus fortes crues connues etant.
'ii tii /s.
1 . Prise d' eau.
Elk s'effectue par lrois robinets (tinges portes par tine lour de prise
situee a In tele amont de In galerie de derivation. C'est egalement de
cette tour que soul manceuvrees les deux vannes-wagons qui ?bluetit
le pert uis de vidange.
1. 2 . 3. Rideau d'elanclzeite.
Dans la partie centrale, il est constitue par quatre voiles dont deux
descendent jusqu'aux marnes oligoeenes considerees comme horizon
et allelic.
11 est complete sur les rives par des voiles dont l'imporlance va en
diminuant Li mesure qu'on s'eloigne du thalweg.
2. CONCEPTION GENERALE DE LA DIGLIE (fig. 3).
A cause de in nature des lerres disponibles dans la region, qui
comporlent une forte proportion de gros elements et peu d'argile, il
elan difficile d'execuler on noyau elanche en 'erre corroyee.
Le massif en lerre, qui est homogene, sert shnplement de support
Li l'organe d'etancheiLd proprement tilt, constitud par un masque bitu-
ulinetix sur drain souple.
Ce masque est ancre sun un mur de pied en beton qui a egalement
sent de ? couverture ? pour l'execution des rideaux d'injection cen-
lraux.
Remarquons en passant que In presence d'un masque (gauche =oat
supprime toules les inquieludes qu'on peut avoir sur in tenue du corroi
Li la suite de remplissages et de vidanges successifs de la retenue.
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? ?
Le drainage sous rouvrage est assure par l'existence d'une couche
de terrains relativement permeables de ;in d'epaisseur.
Une galerie parallele au pied aval de la digue et situee sur l'assise de
fondation permet l'evacuation de l'eau qui pourrait penetrer acciden-
tellement dans le remblai a la suite d'une dechirure du masque et eN ite
la mise en charge du o lit drainant nature! dont nous venous de parler.
Fig. 3.
Profil-type de la digue.
(1) Niveau de la retenue normale.
(2) lasque etanche.
(3) Mur de pied.
(4) Rernblai corroye
(5) Sable de coneassage.
(6) Graviers.
(7) Terre-plein revetu.
(8) Remblai tout venant.
(9) Remblai en alluvions.
(10) Rideau d'injection.
(11) Lit drainant
(12) alerie drainante aval.
Typical section ol the dike.
Level of normal storage.
Watertight lacing.
Fool wall
Rolled earth embankment.
Crushing sand
Gravel.
Lined platform.
Unselected material embankment.
Alluvium embankment.
Grouting curtain
Drainage bed
Downstream drainage-level.
?7?Ir
R.100
3. fiTUDES PR11LINIINAIRES SUR LES TERRES.
Le probleme i resoudre etait relativement simple :
Realiser un remblai de 3o in environ de hauteur maximum, sans
Ira!) se preoccuper de sa permeabilile.
11 s'agissait done simplement de ehereher le plus pres possible du
barrage des lerres aptes, apres compactage, A donner Un corroi A densite
elevee, stable, et peu susceptible de tassements importants.
3. 1. Ess kis um i 1.1130111TOUSE.
Des analyses granulometriques systemaliques omit ete failes sur les
lerres utilisables. Apres elimination des elements de plus de 1 io mm,
elles old donne des courbes siluees dans le fuseau represente sur In
figure 1.
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7
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Fig. 4.
Fuseau des courbes granulomelriques utilisees.
La courbe 2' est la cow-be 2 modifiee. Composition a minimum de mortier.
Grain size accumulation of the curves used.
The curve 2' is curve 2, modified. Composition with a minimum of mortar.
On volt que nous avions affair? A des granulomelries plulet dis-
continues, comporlant essenliellement du gravier el des cailloux, peu
(1'61011e:its fins (silt et argile) et encore moins d'elements moyens
(sable). Precisons qu'il s'agissait de materiaux mules.
La courbe inferieure (2) correspond A des terres avec lesquelles ii
:Vest pas possible, apres compaclage, d'obtenir un beton de terre
plein ?.
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R.100 ? 8
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2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 1.3 14 15
Teneurs en eau et p. 100
Hg. 5
90
80
70
60
40 a-
30
20 :5
10 .2
0
Variations des caracterisliques des terres en fonetion de la teneur en eau
(a) Courbe
(b) Courbe
(c) Courbe
id) Courbe
(e) Courbe
de densite seche (tous elements, mottle de 40 cm).
de densite humide (C B. R. Standard).
d'indiee portant (C B. R. Standard).
de densite seche (C. B. R. Standard)
de saturation.
(1) Correspondance des teneurs en can (C.13 11.-masse indellnie).
Variations of soils characteristics in relation with water content.
(a) Curve of dry density (all elements, moulds of jo cm )
(b) Curve of wet density (C B. I? -Standard).
(c) Curve of bearing ratio (C. 13 R.-Standard)
(d) Curve of dry density (C. B. IL-Standard).
(e) Saturation curve
(1) Equivalence of water contents (C. 13. B.-buk finite mass).
9
R.100
La Courbe (2') est obtenue en partant des terres correspondanl
a (2) el en augmentant In proportion d'elements 0-20 de facon it remplir
completement les vides du 20-150.
Les terms ne conlenant pas surnsamment d'elemenls fins onl ele
utilises pour la confection de la pantie avid de In digue eL du batar-
dean avid.
Des essais de compactage out ensuite ? entrepris au laboratoire.
Etant donnee In phsionotnie particuliere des terres (.3o % (I'elements
de moins de 5 111111 pour In courbe moyenne), on a prf?it ressai
Proctor qui conduit it ralimination des elements de plus de 5 nun,
ressai C. 13. R. (Californian Bearing Ratio) qui est execute sur les
elements de moins de .2o nun (52 O? pour la courbe moyenne), c'est-
it-dire sun des tares se rapprochanl davantage de In realite. Comme
nous le verrons plus loin, cet essai a egalement, ravanlage d'eliminer
I equation personnelle de rexperimentalcur.
On a pu ainsi (fig. 1) construire In courbe de variation de In densite
hectic (essai C B. R. standard) en fonction de in teneur en eau.
Des essais de compact age dans des moules de loo mm sun les terres
(granulometrie moyenne) out permis de conslruire In courbe
(It \ anal ion de la (tensile seche (toils elements) en fonclion de la Lemur
en eau, el In correspondance entre les points de cette courbe et ceux
de In courbe precedente.
On voit que pour les terres comportant tous les elements, la (tensile
set he paSSe par un maximum egal a 2,?.)5 pour tine teneur en can
3. ,. Ess US DE COMP \ CT kGE EN VISA IE GB NDEU11.
L execution du batardeau de derivation des eaux pendant. les Ira-
\ aux a permis de mettre an point les methodes de confection du corroi,
et notamment le compactage.
Pour (Tile derniere operation, nous disposions des engins suivants :
lionleau vibrant a pnens :
Poids : variable de 6 it 9;
Pression
Pression de gnu tinge des pneus : 5,1 kg/cm2;
Vibration : appliquee sur ressieu el produile par un moleur de 42 ch.
I.requence variant de 7oo it i oo par minute.
fiou/cau pieds (le mouton :
Longueur : .2,50 in:
Diametre : 1,06 in:
Poids maximum : t:
Longueur d'un pied : 16 cm:
Pression sun le sot : 9 j kg, cm2.
Ces deux engins etatent du type tracle
Les essais de compactage invent d'abord fails sun des couches de 3o cm
d'epaisseur, par In suite reduile it 25 cm.
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10
Les resultals ()Menus avec le rouleau A pneus furent assez decevants :
refTet de compactage etait localise dans In pantie superieure de la couche
traitee, laquelle ttait mal Hee A In precedente. Un pulls de controle
execute dans le batardeau amont mit. en evidence une texture feuilletee
assez peu soultaitable pour un barrage en terre. Les densites humides
du corroi etaient faibles, de Pordre de 1,7.
La vibration &ail pratiquement sans influence probablement parce
qu'elle etait amorlie par les pneus. Et cependant les terres utilises qui
presentaient une cohesion faible el qui comportaient beaueoup de
galets routes auraient du particulierement hien se preter A cc genre de
compact age.
Le rouleau pieds de mouton ?, au contraire, permettail d'oblenir
nil compactage en profondeur, une bonne liaison entre les difTerent es
couches, et line (tensile moycnne plus &levee, variant de ..),1 A 1.
Le resultat optimum Mail. ?Menu pour hull passages de rouleau
pieds de mouton ?.
C'est par cc procede qu'a ete execute Lout le corroi de la digue.
-1. LE CHANTIER DE CONFECTION DU CORRO I.
II etait prevu crexploiter au scraper les zones oil se trouvaient les
terms d'emprunt. Alalheureusement, celles-ci avaient le caractere d'un
poudingue en cours de formation, et Pon rencontrait des zones de (Amen-
tation plus avancee, dont on lie pouvait prevoir l'emplacement et qui
rendirent impossible cette facon de proceder.
II fut done necessaire d'ouvrir de veritables carrieres, exploitees par
des pelles mecaniques travaillant ? en butte ?, avec recours A l'explosif
pour ? soufller ? les parties mieux cimenlees.
La lure Ctail chargee sur des tombereaux oil s'efTectuail tin premier
triage sommaire des gros elements, pills transportee stir le chantier,
regalee il raide de niveleuses qui rassemblaient en cordons les elements
trop gros evacuos ensuite par scrapers (fig. 6).
L'elimination des elements de plus de I5o inm devait se faire impe-
rativement, celte operation etant indispensable pour permettre au
rouleau pieds de mouton ? d'agir efkacement.
La teneur en eau des Lerres approvisionnees Ctait generalement trop
faible, du fait du climat chaud et see de la region. Le complement etait
apporte a l'aide de citernes automobiles, puis la couche Ctait. homo-
gendisee par hersage avant le compactage final.
Le chantier de travail elait divise en Lrois zones (fig. 7) correspondeni
respectivement aux operations suivantes :
? approvisionnement des materiaux, regalage, elimination des
elements de plus de 15o mm, contrOle de la granutometrie;
? controle de la teneur en eau, arrosage evenluel, hersage;
? compactage par butt passages de rouleau ? pieds de mouton ?.
? 11 ?
R.100
Dans les endroits inaccessibles au rouleau (parements, berges, etc.)
le compactage Ctait assure par des pilettes pneumatiques.
1-u
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Et.
17.
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Fig. 6
Iteglage (les mattriatix et elimination des gros elements.
Spreading of materials and elimination of coarse elements.
5. LE CONTRoLE DES OPERATIONS.
Un laboratoire de ehantier avail ete installe dans une rouloLle.
II pouvait effecluer rapidement les operations suivantes :
Conlrole de granalomelrie. -- La granulometrie des terres elait Ire-
quemment verifiee dans les zones cremprunto elles-momes. Des correc-
tions elaient faites en executant une metric couche par empruni de
tures en differents points de la carriere.
Une nouvelle verification avail lieu apres regalage des terres.
Conlrole de la leneur en eau. ? 11 s'agissait d'effectuer rapidement
tine mesure de la teneur en eau pour lie pas ralentir la marche du
chantier.
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Pour eela on Nista appel aux courbes experimentales etablies tors
des etudes preliminaires (fig. 3), el donnant, en fonction de la teneur
en eau la variation de
? In clensite humide C. 13. R.;
? l'inclice portant C. 13. R.
Rappelons que cet intlice est defini de la facon suivanle :
Dans un motile standard on compacte les materiaux de 1110iIIS de 20 111111
(rune facon egalement standard.
_
? pesee moule, d'ob une premiere valeur de In teneur en eau du
melange C. B. R. par utilisation de la courbe (b);
? essai de penetration et mesure de l'indice portant C. B. H.
une deuxieme valeur de In teneur en eau des elements C. B. R.
par utilisation de la courbe (e).
On prenait In moyenne des deux resultats, ee qui dommit tin point
de la courbe (d) (densite seche C. 13. R.) d'ob, en utilisant la corres-
pondance etablie experimentalement entre les courbes (d) et (a), In
valeur de In teneur en eau des materiaux approvisionnes sur le chantier.
Bien entendu, un recoupetnento etait fait periodiquement en mesurant
directement la teneur en eau par dessiccation. L'experience a montre
que la concordance etait toujours salisfaisante.
Densile sur place. ? Celle mesure etail lane par le procede classique :
apres avoir hien aplani une portion de la surface du corroi (quelques
decimetres carres), on creusait tin trou dont on recueillaiL soigneu-
sement les deblais qui elaient places dans un vase isotherme. Celle Lure
email portee au laboratoire et pesee avant et apres dessiccation.
D'autre part, le troll creuse dans le corroi etait rempli de sable ou
d'huile de vidange, cc qui permeltait de connaltre son volume.
De ces mesures, on deduisait In densite humide et la densite seche du
corroi en place.
Fig. 7.
Vue generale du cliantier de compactage.
General view of compaction field.
La pesee de cc motile donne la densild humide. Puts, on procede A
renfoncement d'une quantite donnee (2,5 mm) d'un piston de 20 ein2
de section qui descend A vitesse constante (i cm /mn). Le quotient de
In pression sur le piston par 7o (valeur de la meme pression pour un
revetement bitumineux type), exprime en pour-cent, represente l'indice
portant C. B. R.
La mesure de la teneur en eau des materiaux approvisionnes s'eficc-
Wait des lors de la facon suivante :
? prelevement de materiaux sur le chantier;
? elimination par Lamisage des elements de plus de 20 111m;
? compactage standard dans un moule C. B. R.;
6. CONSOLIDATION ET PRESS1ON INTERSTITIELLE.
Le probleme de la consolidation el des risques d'instabilite du corroi
en resultant par suite de l'elevation de in pression interstitielle ne
s'est pratiquement pas pose dans le ens de la lignc du Sarno.
11 s'agit en eat d'un ouvrage de faible hauteur, constitue par un
corroi relativement permeable qui ne pouvail pas Lasser beaucoup par
suite de la presence d'un squelelle pierreux important.
De plus, la mise en place du corroi a ete echelonnee sur deux ans.
Pour tonics ces raisons, ii Rail A prevoir que in consolidation du
remblai se ferait sans ditIleulle au cours de in construction, la mise en
charge ?nt progressive, et l'eau interstitielle pouvant eventatellement
s'eliminer.
Enfin, A cause de In presence du masque d'etancheile amont, les
eaux de la retenue ne peuvent s'infiltrer dans le corps de la digue el
augmenter la pression interstitielle.
Le barrage a ete mis en eau en 1953 et, depuis cette date, se comporte
partaitement hien.
7. 11 1SULTATS OBTENUS.
La densite humide du corroi mis en place a vane entre 2,1 et 2,25.
Nous avons fait des mesures de densite humide du material' en
place, dans les zones d'emprunt, cL nous avons trouvd 2,3 environ.
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R.100
? 14 ---
On petit done dire que le compaclage realise a permis de redouner
aux terres A peu pres leur compacito d'origine, cc qui laissait esperer
que les tassements seraient reduits.
C'esl hien cc qui s'est, produit, puisque trois ans apres sa construc-
tion, le lassement maximum elait inferieur A 20 mm dans la partie
centrale oit le remblai a 32 in de haul.
8. CONCLUSION.
Le barrage du Sarno est le premier ouvrage en terre construit en
Afrique du Nord.
L'execut ion de cette digue n'a pas pose de problemes notam-
ment en cc qui concerne la slabilile au cours de la consolidation, A
cause de
? la faible hauteur de l'ouvrage;
? la conception du barrage (elancheite assure par un masque
bitumineux amont):
? la nature des terres employees (squelette pierreux comportant
une faible teneur en argile, d'oft corroi relativement permeable).
Neanmoins, cc chanlier nous a permis de nous familiariser avec
une technique qui nous etait totalemenl etrangere et que nous esperons
avoir l'oecasion d'appliquer A nouveau pour d'autres barrages.
Rtsumt.
Le barrage du Sarno est un petit ouvrage situe A 45 km A vol d'oiseau
au sud d'Oran et destine a regulariser le cours de l'oued Sarno en vue
de Putilisation des eaux pour l'irrigalion.
Parce que les terrains de fondation risquaient de Lasser inegalemenl,
on a choisi comme type de barrage tine digue en terre.
Les terres dont on disposail se pretant mal A l'execuLion d'un noyau
etanche, on a decide de faire tine digue homogene, l'elancheiLe etant
assuree par un masque bitumineux pose sur drain souple.
Les etudes de laboraloire eL les essais de compactage out montre
que les terms des environs elaient aples A la confection d'un remblai
acceptable malgre leur forte teneur en gros elements (48 d'elements
superieurs A 20 mm). La teneur en can opthnum correspondanl A la
granulomdrie moyenne elail 5,5 %.
Des essais de compaclage de chantier ont ete fails avec tin rouleau
vibrant A pneus de 27 1 et des rouleaux u pieds de mouton ? de 6 L.
Ils out permis d'etablir que le rouleau A pneus lie donnait pas de
resullats salisfaisants (corroi a densite insuMsante et texture feuillelee).
Les lravaux out did menes de la facon suivanle :
? reglage des maleriaux en couche de 25 cm environ el elimination
des pierres de plus de 1.5o inn;
? 15 ? R.100
? contrOle de la granulometrie el de la teneur en eau;
- - humidification eventuelle et hersage;
- compactage par hull passages de rouleau pieds de mouton 9.
La (tensile humide du corroi mis en place a varie de 9,1 A 2,25, el
le tassemenl propre du remblai dans l'axe du thalweg, a l'endroit oA
le remblai a 32 m de haul. elan, inferieur A 20 mm, trois ans apres
l'achevement des travaux.
Le probleme de In slabilite du corroi en fonction de in pression inter-
stitielle lie s'esl pratiquement pas pose A cause :
- de In faible hauteur de In digue:
de la nature des terres employees qui a permis d'oblenir un corroi
relath ement permeable el A tassement. faible;
-- de la presence du masque etanche qui supprime les infiltrations
A travers le remblai.
SUMMARY.
The Sarno dam is a little structure located 3 kin in a straight line
to the south of Oran, and intended for the regularization of the flow
of (wed St-11110 with a view to utilizing its waters for irrigation.
Because foundation soils were susceptible of an uneven settling, an
earth dam has been chosen.
As it was difficult to make a puddled clay core with the available
grounds, the execution of a homogeneous dike was decided, water-
tightness being assured by a bituminous facing laid on a supple drain.
The laboratory and compaction tests have shown that the neigh-
bourhood soils were apt to make an acceptable embankment, in spite
of their high percentage in coarse elements (IS To of elements bigger
than 20 ln111). The optimum water content corresponding to the
mean grain size distribution was 5.5
Field compaction tests have been made using a vibrating pneumatic
tired roller of 95 metric tons, and sheepsfool rollers of 6 metric ions.
Thus we have established that the pneumatic tired roller did not give
satisfactory results (puddled earth with an insufficient density and
foliated texture).
Works have been conducted in following manner :
- - spreading of the materials in a layer of about 25 cm and elimi-
nation of stones bigger than i So mm;
? control of grain size distribution and water content;
? eventual welling and harrowing:
-- compaction with eight passes of sheepsfoot roller.
The wet density of the placed puddled earth varied from 2.1 to 9.25,
and the settling of the embankment itself in the axis of the thalweg,
at the place where the embankment 32 in high, was lower than 90 mm,
three years after completion of the works.
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R.100 ? 16 --
The problem of the stability of the puddled earth in relation with
the interstitial pressure had practically not to be resolved because of :
? the reduced height of the dike;
? the nature of soils used which permitted to obtain a puddled
earth, relatively permeable and with little settling;
? the presence of the watertight facing which suppresses the infil-
trations through the fill.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'En'ergie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
R. 101
QUESTION N? 20
G. SAFONT
ET J. SALVA
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
152903-58 Paris. ? Imp. GAUTHIER-VILLARS, 55, quai des Grands-Augustins.
Imprime en France.
LI
NEW YORK, 1958
(ALGERIE)
EPREUVE
Reproduct!on interdite
NOTE SUR UN PROCEDE
DE CONSTRUCTION DE BARRAGES
PAR ETAPES SUCCESSIVES (*).
GEORGES SAFONT,
Ingenieur A. M.
et JEAN SALVA,
Ingenieur des Pouts et Gliaussees.
Le proc? employe pour la construction du barrage du Meffrouch,
actuellement en cours, nous paralt susceptible d'?e utilise pour
construire des barrages par etapes successives. C'est pourquoi, il nous
semble interessant, dans le cadre de la question no 20, d'en exposer
les principes essentiels.
Avant de decrire en detail les methodes employees, il nous parail
indispensable de dire en quelques lignes it quoi sert ceL ouvrage el
d'indiquer rapidement les problemes generaux que posait sa construc-
tion et la facon dont. on les a resolus.
(*) Notes on a building process for llw construction of dams in successive stages.
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_
Usint HYDRIELECRIQUE
if tiEGRIER
?3? R.101
1. UTILITri: ET SC1-8MA GEINI8RAL
DE L'AMENAGEMENT DE L'OUED MEFFROUCH.
La retenue crede par le barrage sur l'Oued Meffrouch, A 4 km A vol
d'oiscau au suthest. de Tlemcen est destine A:
alimenter en eau potable in ville de Tlemcen;
? apporler un appoint A l'alimenlation en eau potable d'Oran.
Celle derniere ville est acluellemcni alimentee A partir du barrage
de Beni-Bahdel, A 26 kin au sud-ouest. de Tlemcen. La construction du
barrage du Meffrouch permeltra en oulre :
? de recuperer unc pantie des eaux regularisees par Beni-Bahdel
pour creer une aire d'irrigation dans in region de Marnia;
? dc facililer l'entrelien de cc dernier ouvragc en rendant possible,
le cas &Mani., la vidange de la relenue, la region oranaise &ant alors
alimenloc par le Aleffrouch el la nappe de Bredeah (24 km d'Oran).
Le schema general dc l'amenagement an voisinage du barrage du
Meffrouch est represenle stn in figure 1.
Une galerie de 2,1 km de long conduit les eaux jusqu'au plateau de
Lalla Sall oA clles soul. fillrees. Une pantie est dirigde sur les reservoirs
de Tlemcen. line canalisation d'une dizainc de kilometres de long amene
lc resle jusqu'A la conduild amt. des Beni-Bahdel A Oran.
2. ESQUISSE HYDROLOGIQUE ET GEOLOGIQUE.
2, i. CARA CTERISTIQUES DU BASSIN VERSANT :
STATION FILTRATION ORAN
Fig. t.
Schema de l'amenagement.
Sketch of project.
Superficie : go km2,
Precipitations moyennes annuelles : 675 min;
annuel moyen : 21 hm3;
Cruc centenairc : Soo m3/s.
2.2. ESQUISSE GEOLOGIQUE (fig. 2 CL 3).
Au voisinagc de Fcmplacement du barrage, on rencontre les etages
geologiques suivants
? le kimmeridgien inlerieur (.%) conslitue par zoo in de dolomies
allerees. II affleure an nord d'une grande faille transversale A l'aval
de Fouvrage;
? le kimmeridgien moyen (J8) represenle par des 'names compactes
aliernant avec des bancs calcaires. L'ensemble qui a une puissance
variant entre 5o et Too in afileure A l'aval du barrage an sud de in faille
et plongc vers l'amonl de la relenue. Ces terrains peuvenl etre consi-
cleres comme etanches;
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R.101 -- 1 ?
? le kinuneridyien superieur (.1 ) forint, de &Amides et calcaires
fissures presentant dans les couches superficfelles un caractdre kars-
tique. On y rencontre des cavernes on des fissures plus flu moins
remplies de materiaux detritiques.
?5---- R.101
Ces terrains conliennent une nappe dont l'exuLoire est l'Ain (source
en arabe) Meharas, an contact des marno-calcaires du kimmeridgien
ino3,ren.
La cuvette se presenle comme un grand synclinal allonge du sud-
ouest vers le nord-est, coupe par de nombreuses failles est-ouest pro-
duites par les mouvements qui oat souleve les Hauls-Plateaux par
rapport an Tell. La gran& faille situee a l'aval de l'Ain Meharas a
provoque un rebroussement vers le haul. des marno-calcaires.
1,0
,
,00
030
,
5,0 -
Fig. 2
Larte geologique du site
(1) Alluvions quatenaires.
(2) J',..-Calcaires et dolomies
(3) 4-Marno-calcaires du kimeridgien moyen.
(4) 4-Do1omies du kimmeridgien inferieur
(5) Courbes hypsometriques du toit des marno-calcaires
(6) Faille sous alluvions.
(7) Faille.
Geologic map of the site.
(1) Quaternary alluvium.
(2) .?-Limestoncs and dolomites of upper Kimmeridgian.
(3) 4-Calcareous marls of middle Kimmeridgian.
(4) 4-Dolomites of lower Kimmeridgian.
(5) llypomelric curves ol the lop ol calcareous marls
(6) Fault under alluvium
(7) Faun.
100 .190m
Fig.
Coupe geologique suivant l'axe de la galerie.
(1) Barrage.
(2) Ecran d'injection central.
(3) Galerie.
(4) Puits captage.
Geologic section in the axis of gallery.
(1) Dam.
(2) Central grouting curtain.
(3) Gallery.
(4) Catchment well.
Le barrage est fonde sur ces calcaires dolomiliques. Le probleme de
l'elancheiLd de In cuvette ne se pose qu'au voisinage du barrage. Il sera
rdsolu par l'execulion d'un mur parafouille sous l'ouvrage et. de rideaux
d'injections (fig. 4).
Nous ne parlerons pas dans cc qui suit. des Lravaux d'etanchemenL qui
sortent du cadre de cette Note.
3. CI-10IX DE L'EMPLACEMENT DE L'OUVRAGE.
SON TYPE.
SES CARACT2RISTIQUES GI2NERALES.
L'emplacement. (II) (fig. 2) correspond a une longueur en crele
minimum pour le barrage mals t un ecran d'elancheito relativement
important (20 m de hauteur dans In partie centrale).
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A mesure qu'on deplace l'ouvrage vers I'm al, sit longucur augmenle
mais l'imporlanee du rideau d'etancheite diminue du Nit de la remonlee
des marno-caleaires.
Line etude economique a montre que les depenses correspondant aux
travaux de genie civil etaient preponderantes, et y avail iiittr?t
a les reduire le plus possible.
?7--R.101
Toulefois, ii Rail a priori peu indique de placer lc barrage en amoni
de l'Ain Meharas, car edie source a un debit qui petit alleindre quelques
metres cubes par seconde, cc qui doit correspondre it des conduits
d'alimentalion assez imporlants, diMculles supplementaires dans
l'execulion des travaux d'etanchement.
Pour celle raison, on adopla inilialement l'implantalion (I) dont la
forme courbe permet tail de reduire In longueur en crete de l'ouvrage,
tout en laissant. l'Ain Meharas dans la cuvette.
_ PLAN _ _ COUPE NoRMALE _
0 10 20 SO m.
Fig. I.
Plan general de l'ouvrage.
(1) cran d'injection lateral rive gauche
(2) Ecran d'injection lateral rive drone.
(3) Axe de In galerie.
(4) Puils d'acces.
(5) Pulls de captage.
(Les contreforts soli numerotes de l a 18 it partir de In rive droite.)
General plan of the construction
(1) Lateral grouting curtain, left bank
(2) Lateral grouting curtain, right bank.
(3) Axis of gallery.
(4) Access well
(5) Catchment well
(The buttresses are numbered from I to IS, starling from right bank.)
Fig.
Voilte-type.
Plan et coupe norniale
Typical arch
Plan am( normal section
Malheureusement la campagne de reconnaissance des terrains montra
l'existence, en rive droile, dans les marno-calcaires, de lentilles calcaires
fortement orodees, peut-etre en communication avec les dolomies
inferieures. Lors de la mise en eau de l'ouvrage, ii risquait de se produire
des circulations d'cau entrainant des effondrements des fondations
Pour cette raison, on a choisi en definitive la position (II) bien qu'elle
oblige it etancher les conduits d'alimentation de la source.
CompLe tenu des dimensions du barrage et de l'absence a proximile
de materiaux aptes it la construction (rune digue en term, le type
d'ouvragc le plus economique s'est revele etre tin barrage it votites
multiples en beton faiblement arme.
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R.101 ? ?
Ses caracteristiques soul les suivanies :
Hauteur maximum au-dessus du thalweg :
Longueur totale a in cote maximum
Nombre de voilles : 17;
Largcur des contreforts : 2.5o in;
Distance entre axes de contreforts :
AC) in;
IiIII:
Les votes soul dailies par deux clindres de revolution coaxiaux,
le cylindre d'extrados a 13 in de rayon. I,es wales out une tipaisscur
constante ogale a o,So in (fig. 5). Leur fruit est o,S.
L'evacuation des crues se fail par des goulottes placees sur chaeun
des a conlreforts, l'ensemble elant capable de (Whiter 720 in3is pour
une surelevation du plan d'eau de 42 iii
'Volume de In retenue : 15 hin3:
Surface de la retentie : 191 ha.
4. FONDATIONS L'OUVRAGE MUR PARAFOUILLE.
L'ouvrage est fonde sur les calcaires dolomitiques du kinundridgien
supericur, qui, nous rayons (lit plus haul, out ete le siege d'une erosion
interne assez avancee, au moms en cc qui concerne la tranche super-
fiddle sur 5 ?o in de profondcur.
II s'agit de terrains tout it fait. apLes it supporter in poussee du barrage.
Par contre, l'elanchement sous l'ouvrage de in tranche superficielle du
terrain posait un probleme &heal.
Apres etude approfondie de in question, il est apparu qu'un lrai-
tement par injections seraiL une operation plus onereuse et plus alealoire
que l'execution d'un parafouille en belon descendant, suivant in qualile
des terrains, de 5,00 it 9,00 in de profondeur. On disposera ainsi d'une
couverture efficace pour l'exectilion de l'ecran d'etancheile central.
Cc parafouille est implante suivant In trace des yokes sur le terrain
nature!. II comporle une galeric de visite, executee it l'aide d'elements
en beton prefabriques noyes dans le beton.
Les pieds des voales soul eneastres dans le beton du parafouille
sur i,6o in de hauteur, ceci afin d'assurer une parfaite etancheile it la
liaison voales-parafouille.
Les fondations des contreforts out 1.,,5o in de large et tine profondeur
rnoyenne de 7,00 in.
5. DESCRIPTION DU PROCIDI.:: CONSTRUCTIF,
5. 1. POURQUOI ON A FAIT APPEL LA mifixAniticATioN.
Initialement, ii emit !nevi' de realiser l'ouvrage par des procedes
classiques : coulage de beton derriere coffrages metalliques.
Dans cc cas, le chantier aurail exige tin efiectif important d'ouvriers
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_ 9 _ R.101
specialises : eoffreurs, ferrailleurs, etc. Celle categoric de personnel est,
actuellement diflicile it recruler en Algerie par suite de l'execution de
nombreux Lravaux, principalement de bailments.
11 s'agissail done de construire le barrage en faisata le plus possible
appel it in main-d'ivuvre non specialisee, et c'esl In raison essentielle
qui nous a orientes vers In prefabrication.
En effet, si cc procede exige In presence (rune douzaine de bons
inecaniciens et ajusteurs pour l'execution des coffrages ou du gabarit
mere, par contre, le remplissage des monies, In vibration du beton,
la mise en place des elements et leur reglage peuvent etre con fles it de
in main-d'ccuvre non specialisee avec un encadrement reduil.
Notts verrons plus loin que in prefabrication presente bien d'autres
avanlages.
5..,. GENElt AUN. LES MORTIERS COLLOID AUX.
Construire un barrage par elements prefabriques pose trois problems
essenliels :
choisir un mode de decoupage qui permetle d'avoir des elements
ladles it realiser, it manutentionner, it mellre en place, avec un nombre
de types differents reduil;
les mettre en place avec le plus de precision possible;
- - les solidariser.
Le probleme le plus delicat est le troisieme. C'est stir sa solution
qu'est base tout le procede. Dans lc ens particulier qui nous interesse,
il sera resolu par utilisation de mortier colloidal.
Ceci nous amene it rappeler en quelques mots cc fauL entendre
par mortier colloidal, comment on lc prepare, ses proprieles.
Un mortier colloidal est un mortier dans lequel les particules de
ciment 0111 Cite muses sous forme colloidale. Ceci augmente dans des
proportions notables in Iluidite du mortier, donc sa faculte de cheminer
dans des canaux etroits.
Par ailleurs, le temps de segregation est considerablement augmente
el le mortier colloidal West pas miscible it l'eau.
La mise en suspension colloidale petit are oblenue par difierentes
met hodes :
? brassage tres energique (licences (4 colgrout. ? ou mortier it haute
turbulence ?).
? introduction (rune substance chimique (? intrusion aid ? dans in
licence ? prepaid
? chauffage.
Les mom-tiers colloidaux different aussi par in grosseur maximum des
sables :
Dans le mortier ? colgrout ? le sable est du 0-4 alors que dans le
d prepaid. ?, c'est du 0-2.
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R.101
-- 10 --
Bien entendu, la de dimensions preconisees par les personnes
qui out. mis an point chaque procede eL gull est possible de modifier
sans que la physionomie generale (hi mor tier change beaucoup.
Les mortiers colloidaux possedent generalement une pr)priete, tres
interessante : us peuvent etre essores, c'est-A-dire debarrasses de l'exces
d'eau necessaire ? 'cur fabrication et leur
mise en (etivre.
Immil==(?MIN"
Fig. 6.
Mur paratonille
(1) 1 ondation (hauteur variable).
(2) Galerie de visile.
(3) Plan de pose.
(4) Bic:wage en baon S pleine fondle.
(5) \route.
Cut-olf wall.
(1) Foundation (variable height)
(2) Inspection gallery.
(3) Level of laying.
(4) Concrete filling in full trench
(5) Areh
Prenons deux monies melalliques clindriques d'environ lo cm de
diamelre sur 20 cm de haul. L'un d'eux posse& sur sa surface lalerale
de nombrcuses fentes de i min de large el de quelques centimetres de
long ainsi qu'un disposilif permellant son remplissage sous pression.
Remplissons le mottle sans fettles de mortier colloidal avec sable 0-4.
Remplissons de meme le moule met! fentes, mais en faisani monter
la pression, par exemple 5 2 kg ,cm2. Nous conslatons que, par les fentes,
de l'eau sort, d'abord chargee de ciment, puis claire. Si nous mainlenons
la pression, l'essorage se poursuil pendant tin certain temps, par exemplc
une demi-heure.
R.10/
Si nous essayons de demouler au bout de 2 Ii, l'eprouvette coulee
sans pression dans le moule sans tellies s'effondre, alors que l'aulre a
(me consislance suffisanle pour permellre celle operation.
Des experiences systemaliques 11-m1-area que :
? l'essorage augment(' tres sensiblement la resistance finale, cc
qui n'a rien que de lres normal, puisquc lc rapport.8 augmente;
? au-dela de 2 kg/ein2, une augmentation de pression diminue
legerement le temps d'essorage, mais n'influe praliquement pas sur la
resistance finale.
On peul ainsi proparer le 'maier colloidal avec un exces d'eau, cc
? II /0
INC=
Fig. 7,
CuviiC d'essorage.
Vacuuming cavity.
qui puma d'avoir un produil tres Iluide et facile a mearc en place,
lout en ayant une resistance finale elevae, puisque l'essorage permet
d'eliminer celle eau.
11 semble que le squelelte du mortier forme, an voisinage des fentes
d'essorage, un ? aulofillre ?a materiaux classes qui arrele les particules
colloidales de ciment.
Disons en passant que mite technique est tres feconde appliquee A
la fabrication d'elements de forme compliquee.
Le squeletle pierreux est mis en place dans des monies puis injecte
au mortier colloidal sous une pression d'environ 2 kg/cm2.
Les moules peuvent avoir des formes beaucoup plus complexes que
s'ils devaient etre remplis de beton classique. us doivent simplement
permettre l'essorage, cc qui est facile, et le demoulage.
Les elements du squelette peuvent etre bcaucoup plus gros quo pour
un beton classique oh les dimensions maxima soft limildes par relict
de paroi.
Cc procede sera largement utilisC sur lc chanlier du Meffrouch pour
la fabrication partielle des elements prefabriques de barrage et des
cofirages perdus de la galerie do visite.
R. 101..
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R.101 --- 12 ?
C'est done au mortier colloidal qu'il sera fail appel pour solittariser
les blocs prefabriques qui constituent l'ouvrage.
Ce produiL servira t injecter les cavites reservees a eel diet an contact
entre les elements.
L'experience montre quc l'essorage se fail bien entre les surfaces
de contact d'elements prefabriques, a condition que Ia cavite soil
terminee comme indique sur in figure 7, de sorle que u auto flare D
se forme bien.
Signalons enfin que l'adherence du mortier colloidal essore stir un
beton d? est excellenle.
5.3. DEFINITION DES ELEMENTS PIIEFA13111QUES.
5.3.1. Generalites.
Dans le projet relent' apres mise au concours, in distance entre axes
de contreforts Unit d? de 75 in, mais les voilles etaienl dailies par
deux cylindres a section horizontale circulairc. Le fruit du parement
amont etait o,52, cclui du parement aval o,5o el repaisseur complee
horizonlalement variait de 1,00 in a in base a o,6o in en crete.
Lorsqu'on a envisage de realiser le barrage par elements prefabriques,
on a essaye d'adapter cc procedo au projet dont on disposail. On s'esL
contente de donner aux voiles une epaisseur constanle.
Ii s'agissail de diviser l'ouvrage en elements ladles it faire et d'un
poids inferieur it 7 t, cette derniere condition resultant de la puissance
des engins de levage dont on disposail (grue capable de lever 7 t avec
une fleche de 15 m).
Chaque voAle a done ole decoupee en tranches par des plans horizon-
taux distants de 1,20 m, et chaque anneau en neuf morceaux de meme
poids (environ 7 L), mais bus differcnts comme forme.
Les elements oblenus n'ataieni pas interchangeables eL leurs pare-
ments etaient obliques par rapport aux plans de decoupage, cc qui
entrainait des difficulles :
? pour la realisation des monies,
? pour le remplissage en Mon;
? pour la manipulalion des elements el leur mise en place.
Nous avons done die conduits it choisir in definition des vofites
indiquee plus haul. : les parements soul. des cylindres de revolution
eoaxiaux el les plans de decoupage des plans de section droile dis-
tants de 1,4o in.
Chaque annea,u a ete ensuile divise en neuf elemenls idenliques
pesant environ 7 t. Les blocs elementaircs sont ainsi bullies par des
surfaces orthogonales, cc qui olimine les inconvenients signales plus haul.
On a profile de la eirconstance pour augmenler lc fruit des yokes
qui passe it o,8. La poussee de l'eau se rapprochani de la verticale, la
stabilite de l'ouvrage se trouve augmentee. Ccci est un autre avanlage
de la prefabrication, car, dans le procedo elassique, le fruit des voiites
est Emile par les sujetions de mise eP place du beton.
? 13 ?
R.101
5.3.7. Les elements standard des miles.
Les elements standard de voates se trouvent ainsi definis par deux
elements de surface cylindrique appartenant it deux cylindres coaxiaux,
deux plans de section droile eL deux plans meridicns.
En les supposaa poses sur un plan horizontal par leur plan de section
droite, leurs dimensions soul les suivantes :
hauteur : 1,4o epaisseur : o,8o in; longueur : 3,15 in (comptee
suivant. l'extrados).
Pour permettre la liaison des blocs h ['aide de mortier colloidal,
iI semble qu'on auraiL pu se contenter de menager la cavite minimum
permeltant l'essorage (lig. 8).
A
kNAWILW?i
Ail' Alb
0 10 20"
MIN=
Fig. S.
Cavite minimum entre deux blocs.
Minimum cavity between to blocks.
II n'a pas pant souliailable de proceder ainsi.
D'abord du point do vue etancheite, et bien que le produil adhere
parfailemenl au beton, ii aurait CIC peu indique de conserver une possi-
bilite de cheminement aussi direct care la face amont el la face aval.
Mais egalement, au cours du remplissage de la retenue, 11 pourra
Sc produire des efforts de cisaillemento suivant des plans dc section
drone. Dans l'hypolhese de la figure 8, pour les plans AB el CD, les
efforts de cisaillement devraient etre praliquement absorbes soil par
in seule adherence du mortier colloidal au beton, soil par la resistance
au cisaillement du mortier colloidal, cc qui serail quand meme bien
imprudent.
Pour ccs deux raisons, il a soluble interessant d'agrandir ces cavites,
de sorte qu'on puisse y placer des claveltes en beton profabrique, qui
augmentent In longueur du cheminemenl, el parlicipeni it la resis-
tance de la voille.
Des cavites assez grandes sout d'ailleurs neeessaires pour permettre
le ic fin reglage n des blocs lors de In misc en place (possibilite d'intro-
duire des verins).
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? 5
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4 n
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PERSPECTIVE_
? 1-1 ?
J
_fiLEVATIOn_
Os or
COUPE A.5_
_COUPE C.D_
Fig. 9.
Detail 'des elements standard de voute
Perspective :
A. Bloc-voussoir; B. Clavelle verlicale; C. Clavelle horizontale.
Plan. E.levation. Coupe.
(1) Logement des boulons d'assemblage Patin.
(2) Embout prefabrique.
(3) Orifices misses par la fixation du bloc central aux colTrages. us serviront
l'injection des vides entre blocs et clavettes.
(4) Rainures pour logement des cables
(5) Injection mortier colloidal.
(6) Bloc central.
(7) Logement du cone d'ancrage des boulons Pattin.
? 15 ?
R.101
Les figures 9 el to montrenl. les formes adoptees en definitive pour
les blocs standard de vo0te ainsi que la facon doni ces blocs s'assemblent
entre eux et continent Sc placent les clavettes.
Fig.
Maquette . Assemblage des elements de voiite et des clavettes.
Model . Assembling of arch elements and keys.
LEGEND OF THE FIGURE 9
Details of standard elements of tlw arch.
Perspective ?
A. Arch stone block, B. Vertical key; C. Horizontal key.
Plan. Elevation. Section.
(1) Housing of Pullin assembling bolts.
(2) Prefabricated mouthpiece.
(3) Holes left by the fixation of central block to the shutlerings They will be used
for the grouting of voids between blocks and keys.
(4) Slots for housing of cables.
(5) Grouting of colloidal mortar.
(6) Central block.
(7) Housing of anchoring cone of Pallin bolts
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Nous verrons plus loin, lorsque nous exposerons In realisation de
ccs elements et leur assemblage, les raisons qui juslifient les disposi-
tions de detail representees stir In figure 9.
5. 3. 3. Les elements standard de contrelorl.
On a conserve pour les contreforls le meine sysleme de decoupage
a primaire D que pour les voiltes.
Fig. i.
Details des elements standard des contreforts.
(1) Glavette.
(2) Bloc-parement.
(3) Fcrraillage des joues.
(4) Assemblage de blocs (les blocs-parements ont MAI coupes par
symetrie).
(5) Liaison joue-noyau du bloc-parement.
Details of standard elements of buttresses.
(1) Key.
(2) Facing block.
(3) Reinforcement of the flanges.
(4) Assembling of blocks (the facing blocks have been cut by a plane of symmetry).
(5) Bonding flange-core of facing block
un plan de
? 17 ? R.101
Les plans de section droile des voeles distants de 1,10 in deler-
mineni thins les contreforls des prismes rectangulaires qu'il s'agiL de
decouper de Wile writ que les elements peseta moms de 7 1.
On est ainsi arrive i la definition des blocs ei des clavelles indiquee
sur in figure
En supposant place horizonlalement lc plan de section droite des
voilles, les blocs sold composes de deux joues qui formeronl les pare-
meals des conlreforls. Elles out evideinment 1,4o in de hauteur,
1,75 in de largeur el 0,20 in d'epaisseur. Elles soft relides ensemble
par un prisme de beton a section carree de 0,95 in de ale. don'. les
COUPE A.A
4-
A-
0
0
-? -
VUE EN PLAN
PERSPECTIVE
(1)
(2)
(3)
(4)
Fig. 12
COUPE B.B
Elements de raccords voates-conlreforts.
Trous pour passage des cables sangles des voales.
Trous pour liaison des blocs par boulons
Trotts de passage des cables entrcloises de montage
Trous de passage des boulons nattin.
Elements of the connections arches-buttresses.
(1) Clearance holes for the laced cables of arches.
(2) Roles for bonding of blocks with bolts
(3) Clearance holes of strut cables.
(4) Clearance holes of Pant bolts
1
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faces sont inclines a 450 sur le plan horizontal. Celle disposition permel
de n'avoir qu'un type de clavette au lieu de deux.
Les blocs pesent 6,6 t, les clavettes environ 6 t.
5.3.4. Les elements specular.
Le raccord entre les voates et les contreforts se fait au moyen
meats speciaux representes sur la figure 12. us out, eux aussi, 1,40 in
de c hauteur P.
5. 4. REALISATION DES PREFABISIQUES.
5.4.i. Elements standard de Pante.
Un cintre en tubes a ele fabrique avec In plus grande precision
possible. Ses deux faces correspondent respectivement i l'extrados et
l'intrados des voiltes. 11 servira a la fois de gabarit de tracage pour
les coffrages des elements de voate et de gabarit de pose.
C'est cc gabarit qui, avec les imperfections qu'il pourra encore
comporter, constituera la veritable definition des votes.
Tous les elements d'un anneau d'une ineme voale, y compris les
deux elements speciaux de raccord avec les contreforls, seroni conies
simultanement, le plan de section droite elant le plan horizontal.
Pour eliminer les defauts de fabrication du cintre, on a renonce
l'interchangeabilite des elements, qui seront soigneusement, numeroles
et mis en place dans la position exacte qu'ils occupaient lors de leur
fabrication.
Dans le meme esprit, tous les anneaux d'une yoke proviendront de
la meme aire de prefabrication (ii y aura six aires theoriquement.
identiques).
Le courage de l'intrados sera realise en beton (fig. 13). Dans la face
a active a de cc courage en beton seront noyes deux fors U soigneuse-
meat cintres. us serviront a realiser de facon parfaite par ? troussage
la surface du coffrage, qui pourra etre ? rafralchic a le cas echeant par
le meme procede. en cours dc fabrication.
La cavite basse des elements prefabriques sera egalement coffree
grace a un contre-moule en beton.
Le courage de l'extrados sera un coffrage metallique en ii morceaux
(un par Clement) convenablement raidi par un lreillis en tube.
Jusqu'a quelques centimetres de la face superieure, les elements
seront realises en beton a l'anneau de 5o mm dose a 300 kg de portland
par metre cube.
Le beton sera mis en place h l'aide de dumpers circulant sur tine
aire betonnee. De la sorte, la segregation sera retinae au minimum.
II sera soigneusement pervibre.
II ne serait pas possible d'assurer par cc procede un bon remplis-
sage de la partie haute. CeIle-ei sera realisee par mise en place a la
main d'un squeletle pierreux 3o-5o. Le contre-moule en beton de la
partie haute sera alors descendu, boulonne sur les coffrages laleraux.
? 19 ---
Fig. 13.
Schema de coulage el de decoffrage des
(1) Aire de prefabrication.
(2) Coffrage extrados mobile (netallique).
(3) Coffrage intrados fixe (beton).
(4) Coffrage inferieur mobile (beton).
(5) Conlre-moule mobile (beton)
(6) Beton A l'anneau de So dose ii 3oo kg de ciment.
(7) Finilion en beton colloidal
(8) Orifice d'injection.
(9) 1-1;vents.
Scheme of casting and form removal of arch blocks.
(1) Prefabrication area.
(2) Movable extrados form (steel)
(3) Fixed intrados form (concrete).
(1) Lower movable form (concrete).
(5) Movable back-flap (concrete).
(6) Concrete, sieve number 5o, cement factor 3oo kg.
(7) Achievement with colloidal concrete.
(8) Grout hole.
(9) Ventholes.
blocs de Tonle.
'R.101
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Puis, le squelelle sera injecte au morlier colgrout it 2 kg /cut? de pression,
l'essorage Sc faisant par les joints entre colTrages.
La figure 13 monlre de faron claire commen1 se fera le demoulage .
le courage intrados est fixe, le conlre-moule de la pantie basse et le
coffrage metallique de l'extrados soul mottles sur un chemin de roil-
lement A galas. Grace it des vis genre ? vis ?ii est possible de
deplacer successivement le coffrage d'extrados puis l'ensemble element
et contre-moule de in parLie basse.
Un portique roulant pelmet. ensuite de decoller l'element. du conlre-
moule bas el de lc porter stir Faire de slockage.
Nous avons laisse de Ole jusqu'ici le probleme du coffrage des cavli.6s
siludes entre deux elements adjacents cl'un mettle anneat,It .
aurait pu etre resolu par utilisation de colTrages mttalliques. Mais in
tole de ces coffrages aurait da avoir au moms 3 mm d'epaisseur, cc qui
pour dix joints, aurait conduit it faire des anneaux trop courts au
total de
o =-- 6t) iiim
Bien sat-, on aurait pu compenser ce defaut en allongeant, sur les
aires de prefabrication, les coffrages de Go mm, mais alors, on aban-
dolman. le principc d'idenlite absolue avec le gabaril ? mere ?.
Par ailleurs, les caviles laterales soul plus profoncles que les caviLes
superieures el inferieures, car cites doivent recevoir des claveltes perces
de trous pour le passage des cables d'assemblage ei livrer passage it
un ouvrier qui procedera au reglage des elements.
A cause de Ferrel de paroi, ii aurait ele difficile d'oblenir un bon
rcmplissage des exlremiles des blocs avec du beton A l'anneau do So MID
d'autanl plus qu'elles soul armees pour resister it la pression crinjeclion
du mortier colloidal.
'Potties ces difficulles out die resolues en utilisanl commc cofTrages
perdus des extrdmites des elements prefabriques en beton (fig. 9).
Ces elements scront executes facilement avec du beton it elements
fins could dans des moules poses horizontalement. C'est clans ces
coffrages d'exlremite que wont menages les Lrous permeLlant l'accro-
chage des blocs deux it deux par des boulons paralleles aux genera-
trices des \routes. Il aurail ClC difficile de resoudre cc probleme en
laissant des tubes en attente dans le cofTrage principal, cc qui auralt
s6rieusement complique le 1)i:tonnage.
Precisons toulefois qu'un prefabrique contenant les logetnents de
quatre boulons sera place au centre du bloc pendant le belonnage.
On aura ainsi hull logements de boulon par bloc.
Ajoutons quo des chevelus seronl misses en attenle dans ces coffrages
perdus d'exlremito pour ameliorer la liaison avec le beton principal.
Les prefabriques d'exlremite el le bloc central jouent d'auLres roles
importants clans la prefabrication des blocs :
? ils reglent de facon parfaile la distance enLre les coffrages d'extrados
et d'intrados des blocs, c'est-a-dire leur epaisseur,
? 21 ?
R.101
? us entretoisent ces coffrages auxquels its soft visses et assurent
leur rigidite pendant le belonnage.
5.4.2. Elements standard des contreforts (lig. 1).
Les deux joues soul des plaques legerement ferraillees pour resister
A in pression d'injection.
Elles scrota coulees separement it plaL sur coffrage metallique et
on laissera en attente des fers de liaison avec le noyau.
Le noyau sera could ensuile, les deux joues formant deux des parois
du coffrage, une des faces du noyau elant, horizontale pour faciliter le
belonnage.
5. 4 . 3. Elements speciaux (Jig. ir).
Les elements de raccord entre voale et conlreforl seront executes
en mettle temps que les el6ments de voate et. suivant les fames
principes.
Les caviles de ces blocs scrota coffrees au moyen de 101es minces en
deux parties reliees RUN coffrages exlerieurs par entreloises.
Le decoffrage se fern, apres avoir devisse les entreloises, par rappro-
chement des levres des LOles an moyen de vis it pas inverses.
5.5. CONSTRUCTION DE COUVRAGE
FA.BncQufis.
5.5.1. Transport, misc en place et reglage.
Les elements prefabriques, qui, nous rayons vu, pesent au
maximum 7 L, seront transporles de l'airc de prefabrication jusqu'au
pied de in voate ou du contrefort, auquel its soul destines par des engins
speciaux du type ? triqueballe
Its scroni repris par tine grue munie de moufles ct de palonniers
permettant l'orientalion de l'element et sa pose correcte a endroit
voulu.
Le gabarit mere dont nous avons pule plus haul servira it in mise en
place de Liges melalliques placees suivant des generatrices du
cylindre d'intrados el qui serviront de guides pour la pose des blocs
(photos 14 et 15).
Le ? fin reglage ? se fera au moyen de petits verins it huile introduiLs
par des ouvriers dans les logements des clavelles paralleles aux gene-
ralrices.
PARTIR DES tantENTs PRE-
5.5.2. Tirants et cables d'assemblage.
I3ien que le fruit des voales soil tel que les blocs pourraienl rester
en equilibre les uns sur les autres sous le soul didt. de leur poids, us
scronl lies deux it deux it la pose par des boulons paralleles aux genera-
lrices places dans les logements reserves it cot effet.
Celle liaison est d'ailleurs indispensable, lors de finjection, pour
eviler que les blocs no s'ecarlen1 les uns des autres
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_-
Les boulons, du type utilise dans les mines pour le ic boulonnage des
terrains (b0111011 Pat tin, photo 16) se ViSSCIli dans des canes inetalliques
fendus qui, sous l'effet du serrage, Sc bloquent dans les caviles des
blocs, dont les parois, preeisons-le, soul frettees avec des armatures
enroulees en hence A spires jointives.
us scrota mis en tension au moyen de verins it huile specialentenf
Fig. II
Etude de la mise en place des blocs de vott te (magnet te au /59.
Design of the placing of arch blocks (model drawn to the scale of z to 5).
coups et construits pour cet usage. Cc procede est beaucoup plus
precis que celui qui consisterait A utiliser des des dynamomdriques.
Les tiges des boulons, qui out 18 nun de diametre, seront ten-
dues A if I.
Comme on dispose de hint cavils pour le logement des boulons, la
force de liaison maximum entre deux blocs sera
Dans la pantie haute des yokes, oa la pression d'injection sera plus
faible, le nombre de boulons sera reduit.
D'autre part, deux nappes de cables places dans les rainures m?ges
93 _
R.101
sun l'extrados des blocs jouent le meme rale que les tirants (mainlien
de in stabilite pendant fassemblage et !Injection), mais dans un plan
per)endiculaire.
Les ancrages de ces cables se trouvent soil (tails in. galerie de visite,
soil dans les cavites des blocs de raecord voate-contrefort.
Les photos u I et 13 qui representent la maquette sur laquelle bus
ces problemes out etc etudies donnent tulle assez bonne hide de la fawn
don1 se presentera Un chantier d'assemblage de voate.
Hg i5
ramie de in lake en place des blocs de wale Onaquette au 1159.
Design ol the placing of arch blocks (model drawn to the scale of i to 5).
5. 5. 3. Infections.
Les orifices laisses dans les blocs par les fixations de Felemenb pre-
fabrique central aux cofirages de parement serviront a finjection du
morlier colloidal el au contrOle de celle injection. us component un
filetage conique pour fixation des canules (fig. 9).
Ces orifices seront ensuile bouches avec des elements males en beton
prefabrique proalablement badigeonnes avec de la barbotine de ciment.
Les photos 17 el IS montrent l'orifice d'injection, le contre-moule
qui a permis de le faire, la canule et le bouchon pour les blocs de la
magnetic.
L'injection sera faile ft l'air comprime A tine pression de l'ordre
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de 2,5 kg/cm2. Le controle de cette pression sera fait avec soin A l'aide
de manometres frequemment dlalonnes.
5.5.4. Le it sabot s (photos 14 et 15).
La pantie In plus delicate des voilles est celle qui correspond A des
anneaux incomplets. On a appele cette partie le it sabot D.
Fig. 16.
Boulon Patti!' (cone ouvert).
Pallin boll (open cone).
Fig. 17.
Orifice crinjection et canule (maquette au /59.
Grout hole and grouting tube (model drawn to the scale of i to 5).
Sa parfaite realisation est une condition indispensable pour la pose
correcte de tous les elements de la voute. Par contre, Si le sabot est
bien realise, la poursuite du montage est unc operation quasi meca-
nique et ne presentant pas de difficultes.
L'execution du sabot s'efTectuera a partir d'un plan de pose horizontal
constituo par la face superieure du parafouillc.
Cc plan de pose est au moms i m,Go in au-dessous du terrain naturel.
R.101
L'etude stir magnate a montre (pie, pour reduire le plus possible
l'imporlance des vides entre plan de pose et blocs, il fallait que le premier
anneal' comporte trois elements.
Le deuxieme anneau comporte alors cinq elements, le troisieme sept,
Inds on arrive au premier anneau complet qui constitue la fin du sabot.
Nous avons (lit plus haul pie l'etancheite entre parafouille ci voiites
serail assurde par on blocage pleine fouille du pied des votites
sur 1,6o m de hauteur (trail noir indique sur la maquette).
Fig S.
Accessoires d'injection.
de gauche it droite
? Contrc-tnoule de Vorifice d'injection ;
? Canule d'injection ;
? Pastille d'obturation de l'orilice d'injection.
Grouting accessories.
From left to right ?
-- Mick-flap of grout hole;
? (,routing tube;
? Blind washer of grout hole.
Par ailleurs, le sabot. sera ? epingle ? atm terrain par l'intermediaire
(le cables passant A l'interieur des clavelles paralleles aux generatrices
et ancres a l'interieur de la galerie.
Ces cAbles Wont pas pour but de parliciper A la resistance de l'ou-
vrage termine, mais permettent seulement d'avoir un sabot parfai-
tement anere au terrain et constmtuant une base solidc pour In suite
du montage des yokes.
Bien entendu, les elements du sabot seront injectes avant de pour-
suivrc la construction de la yoke.
6. DEVIATION DES EAUX PENDANT LES TRAVAUX.
ORGANES DE VIDANGE ET DE PRISE.
La galerie qui conduira les eaux regularisees vers Tlemcen est dejA
realisee eL permet, grAce A des poits verticaux, d'exploiter In nappe
des dolomies superieures.
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On dispose done cl'un moyen pour rabaltre les eaux de cette nappe
et executer les l'ondations it sec.
Les crues survcnant pendant les travaux seroni evacuees par un
pertuis provisoire menage dans In votile 11-12 el qui sera bombe en
periode seche lorsque l'ouvrage sera acheve.
Precisons en diet que, grilce au raballement opere, l'oued Meffrouch
est praliquement it sec plus de 3oo jours par an.
C'est clans la memo yoke quo seront places les organes de vidange
composes d'une vanne de garde type papillon ei d'un robinet it jet
creux. L'ensemble sera capable, it retenue pleine, d'evacuer un debit
de l'ordre de 5o 1n3/s.
Bien entendu, le a sabot s correspondant it cette yoke sera execute
en grande pantie par les procedes classiques, le resle de la \Tule Rant
ensuite acheve par utilisation des elements prefabriques.
La prise d'eau se fern par deux conduiles de 7oo mm de diamelre
noyees clans le contrefort 13. Los orifices d'alimentation de cos conduiles
soul calees it des cotes dillerentes. Toute l'eau du MetTrouch (Slant des-
flaw it etre trailee pour l'alimentation on can potable, cetle disposition
permel de choisir, clans une cerlaine mesure, la temperature el la turbi-
dile de reau it trailer.
Le contrefort. 15 sera realise par coulage de beton derriere des
colTrages perdus constitues par les a joues ? des blocs standard.
7. IFNACUATION DE'S CHUBS (fig. 19 et 2 0).
Les eaux de crue deversent stir des seuils rectilignes places entre les
voftles, puis soni canalisees par des .goulottes placees sum les contre-
Fig. 19.
Coupe suivant l'axe d'un contrefort.
(1) Bloc clavette.
(2) Bloc parement.
(3) Galerie de visite
(4) Contrefort.
(5) V.vacuateur de crue.
(6) Retenue normale (cote 1122,00).
(7) Plus hautes eaux : Q 4o m3/s (cote 1124,62).
Section in the
(1) Key block.
(2) Facing block.
(3) Inspection gallery.
(4) Counter ort.
(5) Spillway.
(6) Normal storage (waterlevel 1122,00)
(7) Higher waters : Q = 4o In'is (water level 1124,62).
axis of a buttress.
I
l'?Itu de stir magnate de revacuation des ernes.
Mode/ study of flood discharge.
forts, eL un mui de ski les rejette suffisamment it l'aval des pieds des
contreforts pour quo l'erosion qui se produira lie melte pas en peril
l'existence de l'ouvrage.
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Pour obtenir un bon dcoulement, il a dtd ndcessaire d'engraisser
ldgerement le haul des vontes dans la parlie oi dies jouent le role
de guideaux.
La cote maximum de l'ouvrage est tlxde
Elle est ddlerminde non pas par la cote maximum du plan d'eau qui,
Le detail de l'execulion des th axualeurs de erne Wesl as encore
ittudid, mais ii est vraisemblable gull sera la aussi fail appel a In pre-
fabrication.
Fig. 2
Maquette de l'ouvrage termini!.
Model of completed structure.
Fig. 22.
Maquette (le l'ouvrage terinine.
Model of completed structure.
dans cetie hypolhese sera 1124,62, mais par la ndcessild pour le dernier
anneau de vale, de jouer convenablement son role de guideau.
Chaque contrefori sera ainsi capable d'evacuer 4o mals avec une
surdlevation du plan d'eau de 2,62 111.
Pour les 18 contreforts, on a ainsi tine capacitd totale cl'evacuation
de 720 m3/s, et la sdcuritd de l'ouvrage Sc trouve tres largement assurde,
suriout en tenant comple du fait qu'un deversement gdndral par-dessus
l'ouvrage West. pas catastrophique.
Principe suri.41(!? at ion eventhelle (le l'ouvrage.
(1) Parlie misery&
(2) Parlie a (ktnolir
(3) SureleNatioli
(4) Iletenue normal, a? ant surOtivalion.
(5) Iletenue normale :tines curOevalion
Principle of an eventual raising of the than.
(1) Preserved part
(2) Part to be demolished.
(3) Raising
Aormal storage before raising
(5) Normal storage after raising
S. AVANTAGES DC PROCEDE.
POSSIB1LITE DE CONSTRUIRE DES BARRAGES
PAR i:rrApEs SCCCESS1VES.
Nous avons preeedenunent que nous avions dt.6 conduits a envi-
sager la prefabrication a cause de la diffieulle y a actuelletnent.
A trouver, en Algerie, de in main-d'aiuvre specialisee disponible.
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? 30 ?
Mats cc procede presente de nombreux autres avantages quc nous
allons passer en revue rapidement :
1. La diminution de reffectif d'ouvriers specialistes el de rimpor-
Lance des coffrages, la suppression des dares, entrainent une baisse
sensible du prix de revient de rouvrage.
2. Le beton des elements prefabriques est du beton d'usine D tres
supericur comme qualite A du beton could el vibrd sur place dans des
conditions souvent acrobatiques.
Les reprises de betonnage, qui constituent un point faible de tout
barrage de cc type, soul. supprimees.
3. La qualite du beton n'esL pas tributaire des conditions atmo-
spheriques (gel& ou secheresse excessive).
En effet, dans le premier cas, la prefabrication petit Sc faire a l'abri,
dans des hangars chauffds par exemplc a rinfrarouge. On peuL ainsi
envisager, dans le cas de chantiers de haute montagne, de diminuer
sensiblement les ddlais d'execution en preparant en hiver les pre.-
fabriquas qui seraieni poses a la belle saison.
Dans le cas d'un ouvragc construit sous un climat chaud et sec, il
est plus facile de laisser vicillir les elements prefabriques sur tine airc
d'humidification que d'assurer tin arrosage eflicace du beton could
stir place.
-1. Le retrait du beton s'effectuant avant mise en place des blocs,
ii ify a plus A tenir comple, dans le calcul des yokes, de contraintes
dues a ce phenomene.
5. Le clavagc par injection de morlier colloidal A tine pression supd-
rieure a mile de l'eau lorsque le barrage sera en service petit etre consi-
dere comme un cssai et tine assurance d'elancheite.
En eget, in plupart des ouvragcs a votites minces presentenl, lors
de la misc en eau, des Niles ou au moms des suintements, principa-
lement aux reprises de betonnage.
En general, ccs fultes se colmatent seules, en laissant des trainees
de chaux sur le parement aval.
Parfois, on 'esi oblige de passer sur le parement amont un badigeon
bitumineux, ou mettle d'appliquer un masque d'etancheild complet.
Le proade que nous venous de decrire supprime bus ces incon-
venients, puisque a ressorage tons les joints entre blocs soul colmates
sous tine pression superieure a la pression de service.
6. Les parements wit un aspect beaucoup plus satisfaisant clue dans
le cas du beton could sur place derriere coffrages.
7. Les voilles peuvent avoir un fruit notablement plus (Revd que si
des etaient construites par un procedd classique. La slabilite de l'ou-
vrage se trouve ainsi ameliorde.
S. Enfin ii semble possible d'appliquer cette methode a la construc-
tion de barrages par Rapes successives.
Ce probleme ne Sc pose pas dans le cas du barrage du Meffrouch dont
la retenue est bien proportionnee au debit moyen annuel el A in consom-
mation prevue.
31 R.101
Toulefois, ii semble qu'une surele?ation de eel. ouvragc Sc presen-
terait parliculierement bien Ct tte operation pourrait, par exemple,
etre conduite de la facon suiNante (fly. :
- demolition du derider anneatt des voutes et des goulottes d'eva-
citation de ernes de facon t retablir tine assise composee uniquement
de blocs standard de voOtes et de contreforts;
- - surelevation des voilles et des t ontreforts par les methodes qui
out servi ft les construire.
Le nouvel anneau de vont(' a poser serail retie a In vale existante
par des boulons Pat tin, celle-ei jouant le role precedenunent rempli
par le a sabot 9.
-- in nouvelle tranche de contrefort serail butee sur ses fondations
par l'inCermediaire (Van joint atilt 9 du type de ceux qui out dt.e.
utilises pour In surelevalion du barrage des 13eni-Bahdel. Dans cc joint
se trouvent des verins qui permettent d'appuyer la surelevation de
rouvrage sur ses fondations, apres quoi le joint est bloque par matage
de morlier Ochc tres set',
- refection du eouronnement et des evacuaLcurs de crue.
Bien entendu, si le barrage du Nleffrouch etait destine a etre surelevd,
on prevoirait des dispositions telles que les demolitions soient reduiles
au strict. minimum.
Par exemple, ii serail facile de terIlliller provisoirement les voOtes
par des blocs standard, de sorte qu'on puisse entreprendre leur surele-
vation sans avoir ft demolir an preamble ranneau de couronnement.
Dans le meme esprit, on pourrail ehercher a realiser les goulottes
d'evacuation des ernes de sorte qu'elles soient facilement demontables,
voirc recupdrables.
11 s'agit la seulement de quelques idees sur radaptation du procede
de prefabrication A in construction de barrages par etapes successives.
Neanmoins, les prolames poses nous paraissent relativement aises
resoudre et nous pensons que celle possibilite est un avantage impor-
tant. qu'il taut ajouler A ractif de In method que nous venom d'exposer.
BEstrivit.
La presentc note se propose de decrire un procede de construction
par prefabrication d'un barrage A vales multiples, qui petit etre fad-
lenient adaple A une construction par Unites successives.
L'idee de la prefabrication du barrage du Meffrouch esi nee de la
difliculte qu'il y a a recruter actuellement en Algerie des ouvriers
specialises A cause du 'tient emploi de la main-d'ceuvre. La construc-
tion d'un barrage par cc procede ne necessile en diet sur le ehantier
qu'une douzaine de mecaniciens, lourneurs, forgerons, le reste du
personnel etant uniquemenl compose de manceuvres ordinaires.
, ? -
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Les voutes de eel ouvrage stmt dailies par deux cylindres de revo-
lution coaxiaux A generatrices inclinees sur la verticale.
Compte tenu de la puissance des cngins de levage doni on disposait,
on a Emile a 7 t le poids de chaque bloc elementaire. Ceci a conduit
A adopter le mode de decomposition suivant :
Des plans de section droite distants de 1,0 in decomposent les
voilles en anneaux et les contreforts en prismes. Les anneaux soul
ensuite decoupds par des plans meridiens en (dements qui ont 3,15 in
de longueur (comptee suivant l'extrados). Des plans paralleles a l'axe
des voilles, perpendiculaires aux faces des contreforts et distants
de 1,75 in decoppent les prismes en parallelepipedes rectangles.
Tous ces elements soul creuses, sur leurs faces de contact, de cavites
dans lesquelles viennent se loger des clavettes en baton sensiblement
plus panes. Elles participent A In resistance et A l'etancheite de l'ou-
vrage termine.
L'ensemble est solidarisd par injection, dans les vides entre cavites
et clavelles, de morticr colloidal essore a travcrs les joints des pare-
ments. Des boulons maintiennent les elements prefabriques pendant
l'injection.
Cc procede presente de nombreux avantages : diminution du prix
de revient, amelioration de la qualite du beton, suppression des reprises
de betonnage, des efforts dus au retrait, realisation d'un ouvrage par-
failement etanche et possibilite de construction par etapes successives.
SUMMARY.
The purpose of the present note is to describe a building _process
by prefabrication of a multiple arch darn, which may be easily suited
to a construction in successive stages.
The idea of using prefabrication for the Meffrouch dam is born out
of difficulties of recruiting now ill Algeria specialized workmen because
of the full use of the labour. Indeed, the construction of a darn by
this process requires only a dozen of mechanicians, turners, smiths,
the remainder of the personnel being only ordinary workmen.
The arches of this structure are defined by two co-axial cylinders
of revolution with generating lines inclined on the vertical.
On account of the available power of the hoisting-gears, the weight
of each elementary block has been limited to 7 tons. This is the reason
why the following plan of work has been adopted :
Planes of right section 1.4o in spaced, decomposed the arches in
rings and the buttresses in prisms. The rings are then cut by meridian
planes in elements which are 3.15 m long (counted following the
extrados). Some planes, parallel with the axis of the arches, perpen-
dicular with the surfaces of the buttresses and 1.75 in spaced, cut the
prisms in rectangular parallelepipeds.
All these elements are hollowed, on their contact face, by cavities
? 33 --
in which are housed some concrete keys \ co much smaller. They share
in the resistance and the watertightness of the achieved structure.
The whole is made integral I* grouting, in the \ oids between cavities
and keys, of colloidal mortar dried through the joints of the faces.
13olls are carrying the prefabricalk ' elements during grouting.
This process presents nurn ad? antages : reduction of cost price,
improvement of concrete qualit, suppression of construction joints,
of shrinkage stresses, realization of a perfectly watertight structure
and possibilit of building by successive stages.
Extrail tlu Sixsetne Gungres des Grands Burro yes
New York, 1058
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"ta
!t.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 102
QUESTION N? 21
R. ARIS
ET A. SCHLUMBERGER
(ALGERIE)
EPRECTVE
Reproduction interdite
OBSERVATIONS DES DEFORMATIONS
SUR-DIVERS BARRAGES ALGERIENS
(FOUM?EL?GHERZA, KSOB, ZARDEZAS) (*).
R. AR IS.
Infienictir des Pouts el Chauss6es
el A. SCI-ILL'AII3ERG
Directeur GenC?ral (le la Sociae Francaise (le Ster6otopographie, Paris.
Gl7F.,Nl-MAL, (TES.
Sous relict d'influences diverses tin barrage se d6forme plus ou moms
avec le temps. 11 pent, de plus, se deplacer simullanement. (rune maniere
plus on moms irreguliere, les roches sur lesquelles ii prend appui Mani.
clles-memes deformables sous l'action des memes influences.
Les mesures du comportment d'un barrage par des methodes topo-
metriques de haute precision peuvent donc consisler en observations
relatives a en mesures absolues.
(*) Observations of deformations in some Algerian dams
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R.102
OBSEII\ Al IONS RELATIVES
Pour des mesures relatives On at generalement re( ours a des pendilles,
des elmometres. des alignements, des mesures locales de longueurs ou
de denivellations. etc. Emploees St:111111.1111.41t, CVS III StIlts relal es
tie donnent que des renseignements part itis Exemple : le pendule.
11 indigue numeductement le deplacement relatif de la tete dun otis rage
par rapport at son pied. mais lie peut pas precise]. si c'est la tete qui
s est deplacee dans un sells ou le pied dans l'autre, on ineme les deux
de guanines differentes et de sells inconnu.
Il en va plus ou moms de meme pour les autres genres de inesures
relatn es. Leur interet indeniable consiste dans la possibilite iroblenir
mstantanement des indications sur tel ou tel mouvement partici.
Mins cites ne donnent pas de renseignements sur les deplacements
absolus d un barrage, que seules des mesures topometriques d'ensemble
ties completes peuvent fourmr.
MESCRES Al3SOLUES.
En eflet. I etude des deplacements absolus tie peut etre basee que
sur la comparaison des positions successives dans l'espace de divers
reperes fixes sur les ouvrages a observer. Ces positions (generalement
en X. Y. Z) sont determinees chaque lois par triangulation, avec mesure
de bases et nil element, par rapport i des references stables.
Ces dr% erses mesures etant suivies de caleuls assez complexes. les
resultats concernant les deplacements absolus ne peuvent etre connus
qu'avec un certain retard. Il peut done etre interessant d'associer les
deux genres de mesures celles Pelatn es donnant rapidement des indi-
cations particles et celles absolues, plus longues. mais renseignant
completement sur le comportement de l'ouvrage dans respace.
Dans cc qui suit, nous parlerons essentiellement dc inesures absolues
gut out etc apphquees par la Societe Francaise de Stereolopographie
S. F S. aux trots barrages de Foum-el-Gherza, du 1:sob et des
Zardezas
Les trios dimensions du reseau de points 5 etudier sont determinees
direetement par mesures au fri din \ ar et nh ellement au niveau a
lunette. et mdueetement par triangulation et intersection.
Les coordounees calculees X-I-Z de chaque point sont le resultat
de determinations multiples en nombre largement surabondant en
general.
En debors de la stabihte des references. la precision finale est done
fonetion des mesures angulaires, des mesures de distances, des mesures
de deinvelees, et aussi de la bonne compensation des mesures sur-
abundant es.
R.102
11111:111ENCES DE D21ART ET LEUR sTABRATF:.
Le probleme prealable tres important est de trouver des references
stables, de les materialiser el de se menager des contrdles de leur stabilite
ullerieure. Ces references doivent se situer A raval du barrage, sufll-
samment loin pour ne plus etre influences par celui-ci mais pas trop
loin non plus, anmi de lie pas perdre, au cours des mesures de liaison
entre references el barrage, la precision absolue necessaire.
Eli general, ces references soul, elablies plusieurs eentaines de metres en
aval, aulant que possible dans le fond de In vallee, sur des banes de metier
satin aussi independanls que possible du rocher des appuis du barrage.
L'ideal esi de pouvoir consLituer till canevas de references inleressant
une certaine superflcie, avec un nombre de points suffisani pour que la
defaillanee on la destruction de run d'eux nail pas de consequence
fAeheuse.
De plus, les distances entre references (awn, en general, assez courtes,
ii y a interet u incorporer au canevas des visees sur des references
lointaines, destinees a In bonne conservation de rorientation de In
I riangulation.
Les references doivent etre inaterialisees de facon precise, commode
el durable par des reperes de forme appropriee, detinissant le point o
mieux qu'au dixieme de millimetre. Ces reperes soul scelles dans le
rocher en place ou dans des massifs de beton prealablement conies
dans le bon terrain nature,. a
Pour leur bonne conservation ces reperes soul, en general, en bronze,
proteges par till bouchon visse, el scelles dans des regards sous con-
verde. Grace a ces protections les reperes oat CtC generalement relrouves
en bon elal de conservation. C'est A ces reperes que sont rat Inches A
chaque serie de mesures les piliers d'observation voisins.
I.es causes d'inslabilile soul d'ordres divers : mouvements geolo-
gigues independanls des Iravaux, ou mouvements beaux conseculifs
aux lravaux par suite de nouvelles reparlitions des charges occasionnees
par les fouilles, les remblais, les ouvrages construils, le remplissage
de in cuvette et ses diverses repercussions piezomariques el autres.
Les references parfailemenl stables soul rares et lou est. conduit A
se referer A la moyenne de rensemble des reperes de reference dont les
differences de coordonnees Sc soul le inieux conservees.
La longue experience de la S. F. S. dans cc genre de mesures lui
? permet de dire que des references de stabilile judicieusement choisies
ne varient entre cites que d'un petit nombre de dixiemes de millimetre.
CONSERVATION DE L'171:CHELLE DC CANEVAS.
L'echelle tin canevas de triangulation est. delerminee initialement,
et recleterminee par in suite, par in mesure de la longueur d'un ou de
plusieurs cotes avec des Ills d'invar etalonnes periodiquement. an Bureau
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R.102
_ .1
International des Pouts et Mesures. Ces Otes soft choisis de preference
entre deux references de stabilite.
La eonstance dans le temps de In distance entre ces points fait pre-
sumer de leur bonne stabilile.
Les mesures solt fakes avec plusieurs Ills d'invar librement suspendus
en chainette sous tension de to kg, permetUnd d'escompler une preci-
sion moyenne finale stir chaque port ee de ,) in de l'ordre de 0,1 nun.
Ainsi l'echelle du reseau Sc trouve conservee avec tine precision
relative comprise entre le i / ioo 000e et le i /1000 000e.
PRII:CIS1ON MOYENNE QUADRATIQUE
DES MESURES ANGULAIRES.
La precision des mesures angulaires depend des qualiles de l'opera-
teur et de l'instrument, du Hombre des reiterations, de la materiali-
sation des stations eL des points vises, des conditions meteorologiques.
Le theodolite Wild '1' 3 employe permet In lecture directe du dix mil-
Heine de grade (une seconde cenlesimale) correspondanl i trois dixiemes
de millimetre, vus t .0x) in.
Chaque pilier de station an theodolite est isole des influences titer-
miques el mecaniques par tine gaine appropriee. Les centrages sue-
cessifs du theodolite et du signal de vise sur le socle horizontal en
bronze sonl assures a quelques centiemes de millimetre.
Les reperes d'observatibn intersectes an theodolite depuis les piliers
de triangulation soul scenes soil dans le beton des ouvrages, soil dans
lc rocher d'appui. us porteni on double point de mire, permeltant un
controle immediat. des lectures Wangles et ameliorant le resultal
moyen
Les conditions almospheriques ont une gamic influence sur la pre-
cision des mesures. Les ondulations des images dues a des variations
de temperature sur le passage du faiseeau de visees limitenl les heures
d'observalion.
L'influence des variations de la refraction esl d'aulant plus sensible
que in thee passe plus pres du sol ou d'un obstacle quelconque suscep-
tible de provoquer une refraction insolile zenilhale et azimutale.
L'influence de la refraction peui etre diminuee en repartissant les
observations sur des heures ofi les conditions stmi difTerentes et en
procedant A des visees reciproques entre piliers.
Pour les visees zenilhales sur reperes determines uniquement par
intersection, une valeur experimentale du coefficient de correction
de la refraction esi deduite des resultals des nombreuses visees reel-
proques entre piliers,
ii resulle des (Tarts de fermeture des divers triangles, conslates dans
les nombreux reseaux de triangulation executes par in S. F. S. pour
des mesures de deformation de barrages, que la precision du gisement
mo3len entre deux points est finalement de Fordre du dix millieme de
grade (une seconde cenlesimale).
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?
?5? R.102
PRECISION MOYENNE QLTADRATIQUE PLANIMETRIQUE
DES REPERES D'OBSERVATION INTERSECTES.
la precision de la determination planimelrique de ces reperes esi
fonction de In disposition des lieux, de l'eloignement des references,
du nombre el de la longueur des visees, etc. Elle est pratiquement
comprise entre o,5 el 1,o mm.
La precision des deplacements absolus d'un repere, deduite de deux
determinations indepenclanles, compte tenu de la legere incertitude
sur In slabilite des references, est finalemeni comprise entre i el mm.
Toutefois la precision des deplacements relatifs entre reperes voisins
et, par consequent, la precision des courbcs deformees des grandes lignes
du barrage est deux fois meilleure que eelle de leur position absolue.
PRICISION MOYENNE QUADRATIQUE ALTBff:TRIQUE
DES DIVERS REPARES D'OBSERVATION.
La precision allimetrique des reperes intersecles, determines uni-
quement par nivellement trigonomelrique, esl fres sensiblement in
meme que celle planimetrique ci-dessus, soit o,5 et 1,0 nun.
La precision allimetrique des reperes determines par nivellement
geomarique au niveau Wild N III et mires d'invar, est evidemmeni
meilleurc puisque pour une denivelde moyenne aller et relour elle est
d'environ o,o7 nun el que le nombre de deniveldes depuis les references
Wesi generalement que de 2o A 4o.
QUELQUES RENSEIGNEMENTS RELATIFS
AUX BARRAGES DE FOUM-EL-GIERZA, DU MOB
ET DES ZARDEZAS.
BAnliAGE DE FOUN1-EL-G1IERZA.
Le barrage de Foum-el-Gherza stir l'oued el Abiod a etc construil
de 19i7 A 1950 pour constituer tine reserve Wean servant aux irrigations,
entre attires, de la palmeraie de Sidi-Okba, dans la region de Biskra.
Le barrage s'appuie stir des assises sedimentaires assez solides quoique
forlement fissurees. Le probleme de relanchement du sol a fait du
resle l'objet d'un rapport au precedent Congres. D'importants rideaux
d'injections ont ele realises avec succes. L'introduction dans le sol
(rune grande quantite Wean eL de matieres diverses sous pression
pouvait. modifier la reparlition des contraintes des appuis et se reperculer
sur les contrainles du beton de l'ouvrage.
Le barrage esi constitue par une vatic en beton de 7o in de haul
et 120 m de developpemeni de la crete qui comporle un deversoir
central avec deux passes.
-
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R. 102.
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R.102 ? 6 ?
La S. F. S. a ete chargee en 195t d'entreprendre des observations
des mouvements du barrage. Un reseau de piliers de stationnement
et de reperes d'observation a ete implante comme l'indique le schema
de la figure 3.
Le canevas de triangulation s'etend it ;00 In stn. la I'M! droite, it too m
ft l'aval du barrage et it too m ft l'amont rive gauche. 11 y a en tout
di x piliers de stationnement et 26 reperes d'observation, dont 20 stir
sept profits sur le parement aval et six sur les annuls I'm at du barrage,
trois sur chaque rive.
Fig
Le barrage de Foum-el-Gherza vu retenue yid:1110e.
B, C, E, F, G, I, Oilers de stalionnemenl de hi figure
Upstream view of Foum-el- Gher:a dam, reservoir empty.
B, C, E, F, G, 1, observation pillars of figure 3.
Precision.
La precision de la determination planimetrique et altimetrique des
reperes intersectes en partant des references eloignees est de o,6
Stab jute des references.
Les references sont situees assez loin du barrage pour qu'on puisse
escompter que l'eau de la retenue el la poussee de la voide n'aient plus
d'influence sensible. Mais on pouvait redouter les consequences des
injections qui, dans ces terrains fissures, produisent des effets it des
distances tres variables suivant la disposition des fissures. Il resulte
des mesures successives que in denivelee entre les points A et B a varie
de r mm environ. Le point B est probablement resit': stable et le point A,
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?
? 7 --
R.102
plus proehe du rideau d'injeetions de la rive drone, a pu etre souleve
par suite du gonllement des terrains. Il ne faut pas oublier toutefois
que In petite variation de denivelee constatee est de l'ordre de grandeur
des erreurs admissibles. D'autre part, In vidange de In retch tie petit
egalement coneourir au relevement du point A.
vt;,317.,b,zor, tc;
?? ? 3.
? ?
-erf-dpl,V.,..? ;....? '..,,,:r..."-1,431..s.':
-41.,tiArt.V.? ji .._?-?::;-.4k,;..
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? ....., ?.......,,4.;
..-./-ri., :
J - '-',..; ? -, ... -
.-4.1.4.-,..,
....,,,t
I ilp7.
'.....4t ?
Fig.
1.e barrage de Foutu-el-Gberza vu cravat.
Downstream view of Fonm-el- (Iwo.
Il est inleressant de constater que cette vidange de la retenue a eu
pour effet on soulevement certain (9,7111111) du pilier situe stir In
rive gauche it une centaine de metres en amont du barrage.
Resultals.
Un schema en projection axonometrique (fig. i) indique le depla-
cement. des reperes du barrage avec relenue vidangee el retenue au
niveau I7S (remplissage partici).
Les deplacements planimetriques qui soul bien radiaux, atteignent
lour maximum de I cm en creLe. La difference de temperature du beton
entre les mesures retenue vidangee (effectuees en Juillet) et celles
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R.102
?8
I 700
9.800
[then<
0 70 40 tcro
1,300
Fig. 3.
Barrage de Foum-el-Glierza. Schema du canevas.
(a) Pilier de stationnement.
(b) Visee de triangulation.
(c) Repere intersect&
Foam-el-Gher:a dam. Layout of triangulation plan.
(a) Observation pillar.
(b) Triangulation sighting.
(c) Intersected marker.
_ 9 _
R.102
retenue au niveau 178 (executecs en Decembre) intervient dans ces
resultats. Son influence est mise en evidence, en particulier, par les
composantes verlicales des deplacements qui son!. de 6 nun en crete
el de nun seulement au pied de l'ouvrage.
Fig. 4.
Barrage de Foum-el-Gherza. Schema des deplacements.
(a) Position retenue vidangee (Afflict. toi.).
(b) Position retenue au niveau i S (1)&embre I 95 1).
Foum-el-Gherza dam. Layout of displacements.
(a) Position of empty reservoir (July 195 !).
(b) Position of reservoir at water level m7S (December 1051)
BARRAGE DU KS011.
Le barrage du Ksob sur l'oued Ksob est un barrage destine A l'irri-
(ration du perhneLre dc M'Sila. C'esl un barrage A yokes multiples
inclinees A 450, constitue de 38 elements de 6 in d'ouverture, dont les
sommets soul alignes sur environ 230 m de long, aN cc une hauteur
maximum d'une trentaine de metres.
lama donne l'envasement probable de la retenue de cc barrage,
sa surelevation a eL6 prevue des le debut des travaux en 19 Ii. Celle
operation ayant ad remise A l'ordre du jour, la S. F. S. a ete chargee
en 1951 d'entreprendre des observations des mouvements du barrage,
Un reseau dc piliers de sLationnement et de reperes d'observation
a ete implante comme l'indique le schema de la figure 6.
Le canevas de triangulation s'etend A 35o in en aval du barrage
jusqu'a un banc rocheux qui se presente favorablement pour l'etablis-
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R.102 ? 10 ?
soma des ri!Nrences allimdtriques 111 11 6 et celles planimetriques A
et B. De plus, le e6le A-B servant de base geodesique est mesure avec
des fils d'invar t ample serie de mesures. Ii y a en tout hull piliers
;"_n?[.. , ???,,S.6.4
.7:46 L4.0-
, 11:1111ril
?Ze:ra
-r?
C1.4,?
Fig. 5.
Le barrage du Rsob, vues diverses.
Noter l'envsement de la retenue, visible stir la vue plongeante amont,
ou l'on distingue l'ouvrage evacuateur de ernes.
I), E, F, G, piliers de slationnement de In figure 6.
Ksob data. Various views.
Notice silting of reservoir apparent on upstream inclined view
where spillway can be seen.
I), E, F, G, observation pillars of figure 6.
LEGEND OF THE FIGURE 6
Ksob dam. Layout of triangulation plan.
(a) Observation pillar.
(b) Triangulation sighting.
(c) Side measured with invar wire.
(d) Reference mark in levelling.
(e) Itinerary of levelling.
(I) Intersected observation marker.
(g) Levelled observation marker.
? 11 ?
R.102
211 3O0
?00
tchelit
o :o 40 40 te
Fig. 6.
Barrage du lisob. Schema du eanevas.
(a) Pilier de stationnement.
(b) Visee de triangulation.
(c) COte mesure au III d'invar.
(d) Repere de reference en nivellement.
(e) Rineraire du nivellement.
(/) Repere d'observation intersecte.
(g) Repere d'observation nivele.
G70
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R.102 ? 19 ?
de stationnement el 3a reperes (['observation intersectes soul repartis
aux trois niveaux 590, 578, 567 sur dix contreforts et stir les deux culees.
Pour Fel ode des deformations des semelles des contreforts, Ong
reperes de nivellemeni ont ele scenes au niveau 562 dans les soubas-
sements de hull des contreforts deja equipes de reperes d'interseetion.
Precision.
La precision de la determination planimetrique et altimetrique des
reperes intersects stir les contreforis, en partant des references eloignees,
est de o,6 mm.
t.
a) a--
b,
Fig. 7.
Barrage du '(sob. Schema des deplacements.
(a) Position retenue vidangee (Mars g5
(b) Position retenue pleine, niveau 590 (Fevrier
Ksob dam Layout of disMacements
(a) Position of empty reservoir (March 195 1).
(b) Position of reservoir water level 590 (February 19"),).
La precision altimeirique des reperes de nivellement des semelles
des conireforis, en partani egalemeni des references eloignees est
de o,3 mm, avec une precision relative de 0,1 111111 mare reperes d'une
meme semelle.
Slabilile cies references.
Les references planimetriques el allimetriques se sont revelees lres
stables.
? 13 ?
R.102
Resullals.
Un schema ell projeciion axonometrique (lig. 7) indique le depla-
cement des reperes du barrage avec retenue vidangee el retenue pleine
(niveau 590).
Le lassement regulier des contreforts el de leurs semelles entre
retenue vide et pleine est mis nettement en evidence par les Cuiiipo-
santes des deplacemenis de cc schema (fig. 7). 11 alleini au
maximum I nun vers le milieu du barrage.
La partie anionl des semelles descend A peine plus que in pantie
aval, cc petit basculement ailing de 0,2 ft 0,8 mm. La deformation de
la seinelle esi tres faible el de l'ordre de grandeur de in precision des
mesures relatives entre reperes voisins.
D'autre part, lorsque la retenue se remplit, les conireforis ont on
mouvement d'ensemble vers l'aval, en meme temps gulls descendent
comme les semelles. Dans le sells amonl-aval le maximum du mou-
ement est de 9.,5 mni au sommet ei de 9,0 Min a la base.
Il est A 'toter que les deux series d'observations mit ele execuiees
aux mnemes epoques de l'annee.
11.konAGE DES ZAISDEZAS.
Le barrage des Zardezas sur l'oued Safsaf, doni la retenue seri, entre
attires, A l'alimentation en eau potable de la ville de Philippeville,
Fig. S.
Le barrage des Zardezas Vue generale.
C, E, F, G, H., pilfers de stationnement de la figure
Zarde:as dam. General view.
C, E, F, G, observation pillars of figure 10.
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? --??????,---4.
R.102
? 14 ?
avail ete commence en 193o avec realisation d'un projet de barrage-
poids en beton avec cing vannes-secteurs.
Pendant. la construction un glissement important se produisit
l'occasion des fouilles sur la rive gauche. En consequence, la hauteur
du barrage fuL reduite A 35 in. Le cOld rive gauche du barrage fat ',ermine
- ? ? .? - AMOK
r;;??4,-.4:.4:r4ye ?,t;',As,
? 2--4,07...?.4:to?Ar-4 4 =414 4-?
'
Fig. 9.
Le barrage des Zardezas.
Vuc montrant les anciennes bullies de In rive gauche
el l'eboulement que leur ouverture a cleclenche.
E, I, K, L, piliers de stalionnemen1 de la figure 10.
Perimetre marque a, partie de Feboulement represente stir la figure 13.
Zardezas dam.
View showing ancient pils on left bank and earth-fall created by gap.
E, I, K, L, observation pillars of figure 10.
Perimeter a, part of earth fall represented on figure 13.
LEGEND OF TILE FIGURE 1()
Zarderas dam. Layout of triangulation plan.
(a) Observation pillar.
(b) Triangulation sighting.
(c) Side measured with invar wire.
(d) Reference mark in levelling.
(e) Itineray of levelling
(I) Intersected observation marker.
374 000
Eche', e
C :0 40 40 SO ,C047
R.102
875,600
Fig. 10.
Barrage des Zardens. Schema
(a) Piller de slalionnement.
(b) Visee de triangulation.
(c) Cote mesure au 111 d'invar.
(d) Repere de reference en nivellement.
(e) Itineraire du nivellement.
(/) Repere d'observation inlersecte.
875.800
du canevas.
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R.102 ? 16 ?
par un arc en beton de rayon de courbure reduit pour alter chercher le
rocher sain juste en aval de l'eboulement. Le developpement en crele
est de t7o
En 11)51 s'est pose le probleme de la surelevation du barrage.
La S. F. S. a die chargee en 1959 d'entreprendre des observations des
mouvements de celui-ci, d'ausculter l'appui rive gauche el aussi de
relever par stereophotogrammetrie terreslre de precision l'etat du
terrain et des rochers de la zone d'eboulement, en vue tie comparaisons
ullerieures.
Des references eloignees du barrage furent etablies ;tto In en
moyenne en aval dans le fond de la vallee. Une base geodesique longue
de to m environ a ele, mesuree entre les deux references plani-
mariques A el B.
Le canevas de triangulation comprend au total t2 piliers.
Six reperes servant de references en fflvellement R I it R 6 soul
scenes dans des affleurements rocheux du fond de la vallee he long de
l'oued Safsaf ii tine distance Omit de 9oo it So in en aval du barrage.
Les reperes d'observalion intersecles soul au nombre de 9t pour le
barrage proprement (lit el de deux pour le rocher d'appui rive gauche.
Its soul reparlis sur plusieurs profits et, en principe, it deux niveaux
differents (185-17o ou 18o-156). Chili autres reperes servent it l'elude
LEGENDE DE LA FIGURE II
Barrage des Zardezas. Schema des deplaeements du barrage.
Milers de stationnement et ret res interseetes :
(a) Relenue au niveau 176 (Decembre
(b) Retenue an niveau t 81 (Octobre 1g5
(c) Retenue att niveau 185 (Mai 1953).
Reperes niveles ?
(d) Retenue avec niveaux ci-dessus.
Les displacements en altitude son'. exprimes en clixiemes de millimetre par rapport
it la retenue la plus basse ; pour les reperes niveles us sont enonces dans l'ordre
des niveaux croissants de retenue.
Zardezas dam. Layout of displaceinenls of dam
Observation pillars and intersected markers.
(a) Reservoir at water level '76 (December 1953).
(b) Reservoir at water level IS (October 1952)
(c) Reservoir at water level i 8 5 (May 1953)
(d) Reservoir
Levelled markers :
with above mentioned water levels
The displacements in altitude are expressed in tenths of millimeters in relation In
lowest storage; as for levelled markers, they are listed in order of water level
heights.
?
? 17 --
R.102
ti)
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R.102
? IS ?
precise de points interessants du rocher dominant la zone de l'ebou-
lenient rive gauche.
Au niveau 155, a l'interieur du barrage 12 reperes de nivellement et,
rive droile, dans hi galerie de la conchae force 7 reperes semblables
permeltent l'etude des tassements dans le sens transversal el dans le
seas amont-aval.
Precision (reperes du barrage).
La precision de la determination planimetrique el allimetrique des
reperes intersectes, en partant des references eloignees, est comprise
entre 0,7 mm pour les reperes de barrage et 1,0 nun pour les reperes
de In zone d'eboulement les plus eloignes.
Le nivellement comportant tine trentaine de denivelees depuis les
references de stabilile pour arriver au repere le plus eloigne de la galerie
inferieure du barrage, la precision de Ilk ellemeni de cc repere
est o, mm.
La precision ()Menne au cours des mesures topomelriques et stereo-
phologrammet riques de l'eboulement est donnee an paragraphe
? Resullats ?.
Slab jute des references.
Les references planimetriques A et 13, ainsi que celles allime-
lriques R 1 a R 6 peuvent etre considerees comme stables, encore
qu'il ail fallu leur aLtribuer, it In suite des observations successives,
des coordonnees differant de quelques dixietnes de millimetre pour
respecter les mesures loxes precises reobservation.
Resultals.
Un schema (lig. i) indique les deplacements des reperes inter-
scads du barrage et de l'appui rive gauche pour Septembre 102
(retenue a 180,5), Mai 1953 (relenue ii 18 i,5), Novembre i951
(relenue a 175,7).
Les deplacements sont. faibles : 2,3 mm au maximum. Les mou-
LEGENDE DE LA FIGURE 12
Barrage des Zardezas Schema des mouvements de reboulement.
(a) Position en Octobre t 953.
? (b) Position en Decembre 1953
Les &placements en altitude soft exprimes en millimetres
Zardezas dam Layout ol earth/all movements.
(a) Position in October 195-,
(b) Position in December 1953
The displacements in altitude arc expressed in millimetres.
'
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1 A
R.102
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R.102 ? 90 ?
vements de rare soni sensiblement radiaux el reguliers. Les bascule-
meals indiquent les oscillations elastiques correspondant aux divers
niveaux de remplissage. Le barrage apparait stabilise, ainsi que l'appm
actuel rive gauche.
Un mitre schema (lig. 12) indique, d'une part, les &placements
entre octobre 1952 eL decembre 1953 des einq reperes d'observalion
elablis sun le rocher en place el, d'autre part, les &placements
de 55 reperes auxiliaires, etablis stir des blocs de reboulement OU sur
du rocher suspect.
La precision de la determination des cinq premiers reperes est du
male ordre que celle des reperes du barrage.
La precision sur les &placements des 55 reperes auxiliaires est
de 5 Min, appropriee aux mouvements observes.
Le schema montre bien le petit mouvement de reboulement el fait.
ressorlir un &placemeni general plus important d'une zone malsaine.
La representation schemalique des resultals de rauscultation stereo-
phologrammetrique proprement dile est plus difficile, car In compa-
raison des deux plans restilues a rechelle de m /200 en courbes de
niveau equidislantes de 0,5o in necessite une interpretation.
Le terrain peut en effe I glisser sans pie cc glissement Sc traduise
par un &placement des courbes de niveau el Von pea meme concevoir
un deplacemenl de ces courbes suggerant tin mouvement en setts inverse
de celui qu'il est cense figurer. Ce West que rexamen des details came-
leristiques (contours de blocs) qui permet de deceler les deplacements
verilables.
Celle interpretation petit etre complelee par rexamen slereoscopique
de deux des pholographies prises A deux dales differentes de la meme
station avec in meme orientation.
Un tel examen permel, en effel, de localiser des &placements relatifs.
Les parties non modi flees du paysage donnent dans le stereoscope
l'impression d'un tableau plan; settles les zones ayant subi un &pla-
cement dans une direction aulre que celle de la station provoquent
tine sensation de relief local hors du plan du tableau.
L'extrail des plans superposes de la figure mi donne un exemple
des resullals ()Menus par restitution phologrammarique.
Les conditions d'execution des prises de vues Rant favorables, puisque
les distances soft inferieures a too in, la precision planimelrique West
limiLde que par la precision graphique it rechelle de m /2oo, la precision
altimetrique moyenne ii celle distance awnl meilleure el de rordre
du centimetre.
L'emploi de la phologrammelrie est done juslifie dans le cas du
present mouvement de terrain, oil ramplilude des &placements esl
de plusicurs centimetres au moms el o? la disposition des lieux
s'y prele.
Mais rapplicalion de la phologrammelrie A robservation des mou-
vements d'un barrage serait beaucoup plus delicate, ces mouvements
Rant generalemeni lres pails et la distance obligee de prise de vues
rarement courle. Or, la sensibilile de mesure d'une direction sur des
Barrage des Zardezas NIonvements l'eboulement.
I:xtrait de plans superposi.s correspond:Int nu itritnetre indique sur In figure 9.
L'i.quidistalice des courbes de niveau est de 0,50 in.
tat Position en Octobre to3 2.
( b) Position en D&embre 103.
Zarde:as dam Earth/all movements
Extract 01 superposed plans corresponding to perimeter a indicated on figure 9.
The contour-interval of contour lines is o.io
(a) Position in October 19i2.
(b) Position in December 1953.
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R.102
___. 92
cliches photogrammetriques normaux n'est que de l'ordre de '20 secondes
centesimales (birrespondant A 3111111 vus A IOU m) au lieu de I seconde
centesintale pour un theodolite de precision, genre T.3 Wild.
CONCLUS ION.
Mine maniere generale, les deplacements representes par les exemples
precedents soul tres coherents, cc qui rassure A la fois stir la qualite
des niesures qui les out mis en evidence el stir la sante des ouvrages
observes.
On indent plus specialemenl :
a. les effets de dilatation thermique particulierement appreciables
au barrage de Fount-el-Gherza par l'abaissement des reperes entre
l'ete (barrage vi(le) el thiver (barrage plein);
le caractere generalement elastique des deformations, particulie-
cement net au barrage des Zardezas oil les trois series de mesures
s'alignent suivant des directions sensiblement radiates:
e. les deformations des contreforts du barrage du Isob on l'on
observe tors remplissage de In cuvette, un accroissemenl de l'angle
mesure entre tem semelle et leur paremenl aval.
Wine l'anomalie conslalee dans le deplacement du repere supe-
rieur axial du barrage de Foum-el-Cherza, deplacement nettement
inferieur A celui des reperes voisins (fill. s'explique parfaitement Si
l'on tient compte de in presence des evactudeurs de ernes et de In tour
de prise Wean qui modifient le champ des contraintes an tour de cc
repere.
Celle bonne coherence des resullats devrail permettre de pour-
suivre !Interpretation des deplacements observes, de facon A verifier
stir les ouvrages reels les hypotheses de calcul faites tors de leur cons-
truction et notamment ('obtenir des valeurs experimentales des coeffi-
cients de dilatation et d'elasticite du beton et des roches d'appui.
A cote de l'auscultation des Mauls evenluels des barrages ou de
leurs fondations, cette possibilite de recalculer a posteriori les carac-
teristiques mecaniques et thermiques de leurs constiluants fournil
tine ample justification aux efforts consentis pour mesurer avec preci-
sion les deformations des grands ouvrages.
RESUME.
Les deformations et les deplacements (Fun barrage el de ses appuis
peuvent etre mis en e\ idence par des observations relatives et par des
mesures absolues.
Si les premieres offrent l'avantage de donner instantanement des
-rat
R.102
indications au nmins partieles, settles les secondes peu\ eat donner des
renseignements complets sur le comporlemenl de l'ouvrage.
Encore faut-il que le resew' des mesures topometriques s'appuie
stir des references stables et non suseeptibles d'?e inffitencees par des
changements de situation de l'ensemble barrage-reservoir.
En choisissant judicieusement ces points de references el en eri final
par des mesures appropriees la conser?ation de l'echelle el de forien-
tation du reseal!, on petit generalement atteindre des precisions de
Fordre de o, A I nun dans la determination de la position absolue des
reperes obser\ es et de deux A quatre dixiemes de millimetre dans la
mesure de leurs positions Mat i' es.
Pour obtenir ces precisions de nombreuses precautions doivent etre
prises, notammenl pour mettre les piliers d'obserx ations A l'abri des
influences thermiques el mecaniques et aussi pour reduire an minimum
l'inffuence perturbatrice que certaines conditions atmospheriques out
stir les ?isees.
Ces precisions soul necessaires pour qu'on puisse accorder une signi-
fkation A des deplacements el des deformations doni ramplitude
elle-meme ne depasse generatement pas un petit nombre de millimetres,
comme le montrent les exemples des barrages de Foum-el-Gherza,
du Ksob et des Zardezas, tous trois barrages en beton, respecti? ement
des l.pes vatic, volltes multiples et poids.
Dal's le ens du barrage des Zardezas cependant, l'observalion simul-
lanCe d'un ancien glissement, allectanl l'appui rive gauche, a permis
de met Ire en evidence par des mesures laud topometriques que stereo-
phologrammetriques des deplacements alleignant plusieurs decimetres
d'amplitude en un an.
SUMMARY.
The deformations and displacements of a dam and of its supports
can be verified by relative obsenations and absolute measures.
If the first presents the advantage of gi\ ing instantaneously at
least partial indications, the second only can provide complete infor-
mation on the behaviour of the construction.
However the network of telemetric measures must necessarily rely
upon stable datum-points, not apt to be influenced by situation modi-
fications of the dam-reservoir system.
When choosing judiciously these datum-points and verif3ing by
appropriate measures the conservation of the scale and the orientation
of the measuring device, precisions ranging from o.3 to I min can
generally be reached in the determination of the absolute position of
observed markers and from Lwo to four tenths of millimetre in the
measurement of their relative positions.
To obtain these precisions many precautions are required especially
for the sheltering from temperature and mechanical influences of the
Ii
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Sesa'
R.102 ? 24 ?
observation pillars, and also to reduce to a minimum the perturbative
influence of some atmospheric conditions on sightings.
These precisions are necessary in order to give a significance to
displacements and deformations, the amplitude of which does not
exceed generally a reduced number of millimetres, as shown by the
examples of Foum-el-Gherza, [(sob and Zardezas dams, all three concrete
dams, respectively of arch, multiple-arch and gravity type.
Yet in the ease of Zardezas dam, the simultaneous observation of
an ancient earth fall affecting the left bank support permitted to deter-
mine as well by topometric as by slereophologrammetric measures
displacements reaching several decimetres of amplitude in one year.
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York. 1958.
152903-58 Paris ? Imp. GAUTHIER-VILLARS, 55, quai des Grands-Augustins.
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 103
QUESTION N? 21
J. BELLIER,
G. MAUBOUSSIN
ET V. MLADYENOVITCH
(FRANCE)
RPREUVE
Reproduction interdite
DIVERS RENSEIGNEMENTS
SUR LE COMPORTEMENT
DU BARRAGE DU GAGE (*).
J. BELL IER,
Ingenieur-Conseil,
G. MAUBOUSSIN,
Directeur adjoint de Region d'Equipement hydraulique no 8
a l'Electricite de France.
et V. MLADYENOVITGH,
Ingenieur au bureau A. C. J. B.
I. ? SITUATION DE L'OUVRAGE.
Le barrage du Gage construit en 1953 par Electricite de France
sur une petite riviere de la Haute-Loire, fait. pantie de l'amenagement
de la chute de Montpezat. Dans cet amenagement les eaux du cours
superieur de la Loire et cellos de deux de ses affluents : Le Gage et la
Veyradere, sont captees et emmagasinees dans un lac naturel, le lac
d'Issarles. Par une galerie de 17 km de longueur traversant la barre
* Some information on the behaviour of Le Gage dam.
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?
R.103
des Cevennes, suivie d'un pulls blinde, des soul eoncluites dans une
usine soulerraine, oit dies actionnent deux groupes hydroelectriques;
un canal de fully, egalement souterrain, restitue les eaux dans la
van& de in Fontaulliere, affluent de l'Ardeche, sous affluent du
Rhone.
_ 9 -
Fig. 1.
Barrage du Gage. Vue
Gage dam. View from downstream.
La puissance totale install& est de 126 000 kVA et la production,
en armee moyenne, de 325 millions de kilowattheures.
?3
R.103
II. ? CARACTERISTIQUES GENERALES.
Le barrage du Gage est &nun des congressistes de )955 a qui il a
CiC presente au cours des tourneys a LI-avers la France (1). Les photo-
graphics et et In figure 3 leur en rappelleront le souvenir.
Fig. 2.
Barrage du Gage. Vue d'amont.
Gage dam. View from upstream.
Ses dimensions generales sonL modestes avec une hauteur de 38 in,
un developPement en crete de 118 in el une capacite du reservoir
de 3,1. to? m3. 11Iais il se distingue par sa minceur qui est encore sans
equivalent. En diet, l'epaisseur pour un rayon amont de 65 in (rayon
constant) n'est clue 1,3o in dans le haul ci ne passe qu'a 2,57111 a la
base en cid, les naissafices de ccs derniers arcs elant, toulefois, lege-
rement engraissees. Autre indice de in minceur : la fatigue moyenne
theorique du beton a la cle des arcs sous la charge d'eau est de l'ordre
de too kg /cm2, soil le double du maximum ordinaire mettle actuelle-
moll. 11 s'agit done d'un barrage experimental.
Une idle experience a Ctle proposed el tented en raison de ses pro-
messes relativement aux projels futurs el en raison de la reunion sur
(1) Voir aussi Communication au Congres de 1955 . no C-19 el supplement a la
Revue Travaux, no 247, articles de MM. MAUBOUSSIN et DELMER.
ii
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l'emplaccment relenu de conditions eminemment propices. En effet,
la vallee, relativement etroite, ne rest pourtant pas d'une facon excep-
tionnelle, cc qui aurait enleve de la generalite l'experience. D'autre
part, les deux rives sont presque exactement symetriques, cc qui a
simplifle le projet et donne plus de facilite dans l'inlerpretation des
mcsures. Enfin, le rocher de fondation, sans atteindre putoul a in plus
haute qualite, est, en moyenne, heaucoup plus que suffisant pour
recevoir de fortes poussees.
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0407._
... - ...
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e..4.30s., 4..3IV
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e... us.. 4,,..2s.
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e..2,20.
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MA
e--257-
e..3,64.
.7
Fig. 3
Barrage du Gage.
Definition.
(a) Ligne des centres aval.
(b) Ligne des centres amont.
co, opaisseur en cle ; c?, epaisseur aux naissances.
Le Gage dam.
Definition
(a) Line of downstream centers.
(b) Line of upstream centers.
eo, thickness at crown e?, thickness at abutments.
D'un autre ate, les executants out Pu beneflcier de l'aide du chantier
voisin du barrage de La Palisse, le plus important de l'amonagement
notamment pour cc qui concerne l'etude prealable du beton et la prepa-
ration des agregats, d'on une garantie d'homogendite et de bonne resis-
tance du materiau el mi avantage economique serieux.
Enfin, le debit modeste de la riviere, le faible volume de la reLenue,
la possibilile de vider rapidement sans reellement perdre toute l'eau
out rendu l'experience moms coaleuse.
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? 5 R.103
Ill.? DISPOS1TIE EXPf:11 MENTAL.
Pour pouvoir liver de l'experienee tout le pull possible, on a opere
les mises en charge suivant un programme medite et on les a
accompagnees de mcsures extensives.
Deux operations principales de remplissage surveille out ete OecLudes
a six mois d'intervalle. Elles out ele sous la dependance des debits de
in riviere. Ainsi, la premiere, faite au cours de l'ete 1954, au moment
d'un etiage assez severe, a-l-clle pHs pres de trois mois. Par chance,
les inconvenienls reels d'une idle lenteur out ete moindres qu'on avail
pu craindre.
A l'inverse, le second remplissage n'a demande qu'a pcine deux jours
grace a In concomitance, inesperee et guere previsible, d'une violente
crue de Ionic des neiges.
Les effets Li moyen et long lermes, dont In discrimination est, d'habi-
tude, delicate, out done elk nuls. II s'esl trouve, au surplus, que les
effels thermiques out ete negligeables, la masse de l'eau relenue ayant
eu peu pres In temperature moyenne de in voate apres sit longue
exposition a l'air hivernal sur les deux faces.
Enfln, on a soumis ulterieurement la voate Li une epreuve de sur-
charge en faisant monLer le plan d'eau a 1,5o in plus haul quc le scull
deversant qui a 0..6 obture par unc hausse en bois. C'est l'epaisseur
de in lame d'eau pour la crue maximum la difference etant, toulefois,
qu'en service normal il n'y aura pas de poussee sur le barrage sur la
longucur du deversoir quel que soil le niveau. L'epreuve pent done etre
consideree comme une epreuve a outrance.
Les mensuratiosts pendant les divers essais ont porte d'une part
sur les deformations geometriques, d'autre part sur les contraintes.
Les premieres out ete mesurees par les procedes lopographiques habi-
luels, certaines ameliorations de detail proeurant unc grande rapidite
dans In traduction des lectures en resultats chiffres. Les reperes sur
l'ouvrage Olaient repartis sur le pavement aval aux mtuds du reseau
arcs-consoles verlicales considore dans les calculs de resistance.
Dans le second ordre les observations out ete faites au moyen d'une
centaine d'extensometres a corde vibrante reparlis, pour in plupart,
entre les points estimes cruciaux de la vane. Leur groupcment en
chaque point a permis In determination des contraintes principales
d'une part en direction, d'autre part en intensite, celle derniere au
coefficient d'elasticite pres. Plusieurs appareils out aussi &AS places dans
In profondeur du rocher de fondation en vue de In comparaison de ses
deformations unitaires avec celles du beton voisin. Enfin des extenso-
metres particulicrs auscullaient des blocs de beton isoles en vue de la
determination du coefficient de dilatation thermique el des enact&
ristiques de retrait on de gonflement hygrometrique du beton. Les
resultals corrcspondants oft permis de corriger les lectures extenso-
metriques courantes des diets de ces elements parasites.
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?6
IV. ? CONCLUSIONS Gfi:NERALES.
On a donne precedennuent, l'occasion du Congres de Paris ii.tri
quelques renseignements sur les resultals du premier remplissage.
Cc n'etait qu'une interpretation provisoire dans l'attente d'une etude
plus approfondic de ces premiers resultals et du supplement d'inlor-
mation des operations ulterieures.
Comple tenu des deux remplissages prmcipaux et de l'operation
de surelevation du plan d'eau, ainsi que des mesures mites dans les
intervalles ou depuis a titre de surveillance, on petit maintenant avancer
les deux importantes conclusions generates suivantes :
D'abord que, Si le premier remplissage a provoque certains pheno-
menes d'adaplation, sur lesquels on reviendra plus loin, cc remplissage
a suM pour donner au barrage son assiette definitive. Dans les opera-
tions suivantes les graphiques experimentaux se developpent sans
accident notable, donnant rimpression d'un comportement elastique.
us se soul meme extrapoles regulierement dans l'epreuve de surcharge
de la vofite.
En second lieu, il s'cst continue qu'A l'encontre des voilles plus
epaisses, celle du Gage ne Lravaille pratiquement pas A In temperature
sur la plus grande pantie de son developpement. Ses Ileches varient
beaucoup avec les saisons mais ses contraintes (Parc restent pratique-
ment inchangees. Elles ne dependent que de la charge d'eau.
Doivent, toulefois, rester du mettle ordre que dans tout ouvrage
en beton expose A l'air libre, les contraintes superficielles dues aux
dilatations et contractions tres rapides de In peau SOUS Fella des varia-
tions diurnes de temperature, des alternances d'ensoleillement et
d'ombre, de sec et de pluie, etc. Ges contraintes ne soul generalement
pas considerees comme critiques.
Par ailleurs, des la construction, la minceur revelee benefique
en procurant une diminution tres marquee (de l'ordre des I /5e) des
contraintes de retrait et de refroidissement par rapport aux barrages
d'epaisseurs classiques places dans les memos conditions.
Pour cc qui est des fatigues thermiques in minccur procure done un
double gain Il compense dans une proportion notable, sinon decisive,
l'augmentation de In contrainte moyenne sous la charge Wean si bien
qu'au total amincir un barrage vote est moms ose qu'il n'cst souvent
objecte, c'est plutOt economiser sur la matiere pour qu'elle Lravaille
plus utileinent.
V. ? PARTICULARITES DE FONDATION.
Ii convient aussi de s'arreter un pcu stir les resultats de l'auscullation
comparative du rocher de fondation et du beton voisin.
La vofite du Gage, plus mince et travaillant plus qu'une vohle ordi-
? 7 --
R.103
naire promeltail de dependre davantage de sa fondation. Les bullies
out done eld excavdes avec soin mais sans precautions exagerees. Dans
l'ensemble in roche s'cst revel& same et suMsamment dure sur tout le
contour sauf quelques (Mauls, par exemple d'helerogeneile, (Mauls
no necessitant pas avec certitude un approfondissement de In fouille
qui aurait eu, par ailleurs, des inconvenients de divers ordres.
Lors de la mise en charge la comparaison des extensomelres rocher
avec (Tux du beton voisin a montre, une lois de plus, quc, suivant une
observation presentee ii y a une douzaine d'annees, une !mutation,
meme ordinairement dure se trouve, apres preparation, toujours plus
molle que le beton.
Ainsi dans le cas des meilleurs points et abstraction faile de la periode
initiate de plus grande deformabilite, la roche du Gage s'est montree
pas moms de deux A Lrois lois plus compressible que le beton. C'est le
minimum trouve sur les autres sites et l'on peut elasser le rocher du
Gage parmi les tres bons. Neamnoins, U y a eu des endroits oh le rapport ?
a depasse cc chiffre etant donne sans prejuger de sa signification
physique.
On notera qu'il s'agit l?e chiffres obtenus dans Line experience en
vraie grandeur el non de resultats, d'une valour pralique incertaine,
tires d'un essai prealable par verins auquel on petit reproeher d'?e
Imp ponctuel.
D'autre part, les extensometres out mis en evidence la diversiLe des
tassements et consolidations du terrain sous les charges suivant les
differents points du barrage. Regarde de pres le comportement du
terrain n'a pas ele homogene, cc qui aide A comprendre le compor-
tement de la voille. Saul a un moment cola n'a pas Mita sur sa tenue
generale. La scule conclusion particuliere qu'on doive en tirer semble
etre qu'il taut considerer commc insuffisamment poussee toule elude
experimentale d'un barrage vohte oh Von Lie s'interesserait qu'aux
parties on beton et negligerail Waller voir dans le terrain lui-mome.
La remarque vaut sans doute pour les autres sortes d'ouvrage d'art.
VI. ? ADAPTATION DE L'OUVRAGE.
D'une facon generale Loutes les fondations de barrage vohte tassent
Ions du premier chargement et il en resulte cc qu'on appelle l'adaptation
de l'ouvrage. La fondation du Gage a suivi la regle. Mais l'ensemble
de toutes les mesures a concordo pour signaler qu'en outre la partie
inferieure de la rive gauche a ate, dans le dernier quart du remplissage,
le siege de tassements plus particulierement marques el otendus et
en discontinuile avec les tassements anterieurs en ect endroit.
Pour la vohle le phenomene s'est traduit par une accentuation des
fleches, par une redistribution des contraintes ? surtout sensible an
voisinage de la region en question ? et, entin, par une certainc
fissu-
ration du pied des consoles dans les derniers metres de la petite rive
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Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
L-
R.103 ? 8 ?
gauche et stir A pcu pres in moilie de la largeur de l'ancien lit de in
riviere.
Signalde aussit6t par les extensometres in fissure est. restee insoupcon-
liable par simple examen de l'aval. Elle a ete retrouvee A l'amont apres
vidange totalc du reservoir mais il a etc jug inutile de l'obturer on
de In reduire car elle ne constitue qu'un accident mineur. Ce pheno-
melte de suradaptation a ete fugitif et la transformation du barrage
etait accomplie un pcu avant que l'eau alleigne in cote normale de
retenue (scuil du deversoir). A partir de cc moment, en effel, in voilte
a retrouve un comportement elastique, les diverses mesures reprenant
les memes valeurs pour les memes etas de chargement, de in vidange
totale au remplissage total, et aussi souvent qu'on est revenu a ccs etas.
Autrement dit on aurait manqu?e voir in consistance et l'ampleur
du phenomene si l'on n'avait observe lc barrage qu'une fois termine le
premier remplissage ou si le dispositif de mcsure avait eto plus lache.
Aussi bien a-t-on le souvenir d'avoir soupconne sur d'autres ouvrages
des evenements analogues mais sans avoir eu les moyens d'approfondir
le cas. Il est A penser, toutefois, quc la vivacite de totaes les reactions,
consequence de in minceur extreme, a dil rendre les choses plus obser-
vables ici.
VII. ? CALGULS DU BARRAGE.
En raison dc la valeur exemplaire du barrage du Gage, on s'eLait
astreint a le calculer suivant les diverses methodes usuelles, des plus
simplistes aux plus complexes.
Il est interessant de comparer les previsions de ces calculs aux obser-
vations reelles. Parmi celles-ci on retiendra plus particulierement celles
qui concement le second remplissage, operation qui fut rapide, non
influencee par in temperature et au surplus posterieure a l'adaptation
du barrage et A son etablissement definitif dans un Ctat elastique.
Suivant la plus rudimentaire des mothodes on s'inquiete seule-
ment de la fatigue moyenne des arcs supposes etre les scuts elements
porteurs et, dans le cas present, la limite choisie etait de 100 kg /cm2.
D'autre part, l'allongement unitaire moyen du beton en cle des arcs
(moyenne des allongements unitaires a o,25 m de chaque parement)
n'a pas depasse 45o. io-? dans le second remplissage. Si l'on adopte
pour le coefficient d'elasticite du beton, ainsi qu'on sera amene A le
faire plus loin, la valeur
Eb = 180 000 kg/cm2,
II y correspond une limite de la fatigue moyenne de
i8o 000 x 45o lo-6= 8o kg/cm2
Le calcul simpliste donne au ratline endroit 90 kg/cm2. II n'aurait
done que peu surestime la fatigue moyenne.
Plus laborieuses, les methodes d'ajustement simplifides (ajustement
- 9 - R.103
radial de de, etc.) qui stmt parfois reeommandees en VlIC d'une premiere
approximation valable, Sc soul montrees, pour ee qui concerne in fatigue
moyenne, convenables en ele, mais inaddquates partoul ailleurs.
De ineme inadequates partout pour cc qui concerne les fatigues stir
parement.
Quitte l ne determiner que les fatigues de cle ou de reins, on peut
preferer in inethode des arcs plongeants plusieurs fois decrite ailleurs
qui, plus expeditive, s'cst montree aussi plus veridique pour cc qui
concerne ces regions. On ameliorerail sa performance en admettanl
une certaine resistance des consoles a l'extension, c'est-A-dire en suppo-
sant que la force de soulevement vertical en cid peut exacter le poids propre.
Le principal calcul avail ete effectue par la methode d'ajustement
la plus complete sous sa forme des LAtonnements de In Trial load method
du Bureau of Reclamation. Il est apparu plus Lard qu'on auraiL eu
inlet-el A operer un ie u differemment pour eviter des ecueils souvent
inapercus des calculateurs mais qui soul neanmoins dangereux pour
les calculs de yokes minces dont les resultats deviennent. imprecis.
La figure rapproche les fleches radiates mesurees sur l'ouvrage
et les fleches calculees. Le rapprochement impliquc, pour les dernieres,
le choix d'unc valcur pour le coefficient d'elasticite. La figure
montre que la superposition est tres convenablement oblenue pour
E = i8o 000 kg/cm2.
La valeur de E doit resulter, d'autre part, de la comparaison des
contraintes calculdes el des contraintes mesurees, lesquelles ne soul
mesurees qu'a E pres. La consideration de la grosse influence des
moments de flexion sur les contraintes en parement et de leur mediocre
importance pour cc qui est du travail de la cid des arcs a conduit A
s'intdresser surtout A la comparaison des contraintes moyennes en cle.
Elle amene sensiblement A la meme valcur E i8o 000 kg /cm2.
Il est A remarquer qu'on pcut, en principe, tirer E de la seulc expe-
rience par la recherche de l'accord entre les deformations recites de in
voute et les contraintes en tous points, lesquelles soul le produit des
resultats extensometriques par lc E A determiner. La seule condition
est que le comportement de l'ouvrage soil elastique, que voate et fonda-
Lion proche reagissent suivant les lois de la (i resistance des maleriaux ?.
L'examen des graphiques experimentaux, la reproductibilite qu'on y
decouvre dans les resultats C partir du second remplissage, donnent
tine assurance suffisante que, des cc moment., in condition s'est Irony&
remplic pour rouvrage.
La comparaison des deformations tangenLielles mesurdes et calculees
est moms satisfaisante que pour les deformations radiates.
Pour cc qui est des contraintes sur les parements amont et aval on se rap-
portera aux figures 5 et 6.
REsurat.
Ouvrage d'une minccur exceptionnelle et oil le taux de compression
moyen atteint environ loo kg /cm2, le barrage voate du Gage a ete
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Fig. 4
Barrage du Gage.
Fleelles radiates.
Caleulees. E --= 18o 000 kg/cni2.
fesurees
Le Gage dam.
Radial deflections.
Calculated, with 17,,, = 18o 000 kgien12.
? ? ? ? Measured.
?!.1
_
13A2RA6E Du GAGE
CONTRAINTES PRINCIPALES SUR
PAREMENT AMON-r
LE GAGE DAM
PRINCIPAL STRESSES ON
uPSTREAM rACV.
COrlir0111/C3 ITIC3111,rei :4 /moo? /,f ured 4h-es:ea, w1/1, /80,000 II 5. Arne
Conlroirtlaa Cokuhres I---4 Calculaled sire:sea
t-t-4 Compre lir ye 3.4-.S.STS
?- TZIIIIIr Jir..13?J
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Fig. 5.
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II
13 R.103
soigneusement clothe pendant la mise en eau et les operations do
vidange et de remplissage qui out SUM.
Les deformations radiates, tangentielles et ett altitude oat. ete deter-
minees par los procedes topographiques usuels mais ameliores dans
les details pour obtenir plus de rapalite dans les interpretations. Les
contraintes out ete mesurees, an coefficient d'elasticite pres, par une
eentaine d'extensomelres corde vibratile. L'ensemble des mesures
a comportei environ 000 lectures
Faille de pion oir entre!. dans it detail des tres nombreuses conclu-
sions d'importances diverses tirees de eel ensemble on nolera du moms
que rouvrage a parfailement repondu a rattenle et aux espoirs de ses
projeteurs el de ses constructeurs. Le comportement s'est revele etas-
lique, tune lois obtenue tine cerlaine adaptation de in fondation. Les Laux
de travail maximum du beton out ete de l'ordre de grandeur prevu.
Les contrainles lhermiques sont restees tres faibles.
D'une facon generale, in distribution des contrainles sous in charge
d'eau el les Ileches correspondantes (sauf les deformations tangen-
tidies) oat repondu aux previsions des calculs avec A peu pres le degre
d'approximation allendu de ehaeune des diverses methodes employees.
La methode classique d'ajustement par tatonnements (Trial load
method) no s'est toulefois pas montree aussi exacte que pour des voutes
d'epaisseurs plus conventionnelles.
SUMMARY.
Le Gage arch dam, an exceptionall) thin structure where the average
compressive stress is about zoo kg/cm2, was carefully observed during
the filling of the reservoir and the ensuing emptying and re-filling
operations.
The radial, tangential and vertical deformations were determined
by the usual topographical methods, with improvements in matters
of detail so as to obtain more rapid interpretation. The strains were
measured with the aid of about a hundred vibrating string acoustic
sit-altimeters. About len thousand readings were carried out.
As it is impossible to give a detailed account of the very numerous
conclusions of varying importance which were drawn, it can at least
be stated that the dam came up fully to the expectations and hopes
of its designers and constructors. Once a certain adaptation of the
foundations had been obtained, the structure behaved in an elastic
manner. The maximum stresses of the concrete were of the order
anticipated. The thermal stresses remained very low.
Generally speaking, the stress distribution and the corresponding
radial deflections due to the hydrostatic pressure, except for the tan-
gential deflections, fulfilled the anticipations of the calculations with
about the degree of approximation expected from each of the methods
7
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py Approved for Release
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applied. The standard Trial Load Method did not however turn out
to be as suitable for the case of Le Gage as for that of arches of more
conventional thicknesses.
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
PARIS ? IMPRIMERIE GAUTHIER-V1LLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprime on France.
Declassified in Part- Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2 /0 . - Dipsi_ninaq
0
Declassified in Part- Sanitized Copy Approved for Release 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
.???11
(
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release 50 -Yr 2014
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEIVIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 104
QUESTION N? 23
P. FOUILLOUX
(FRANCE)
PREUVE
Reproduction interdite
LES CIMENTS POUZZOLANO-MBTALLURGIQUES
ET LES CIIVIENTS PORTLAND
AUX CENDRES VOLANTES REBROYEES,
LIANTS DE GRANDE GLASSE
PARTICULItREMENT ADAPTES
POUR LA CONSTRUCTION DES GRANDS BARRAGES (*).
PIER1tE FOUILLOUX,
Ancien elexe de l'ncole Polytechnique.
I. ? CARACTERES ESSENTIELS DES CIMENTS UTILISABLES
POUR LA CONSTRUCTION DES GRANDS BARRAGES.
LES CIMENTS POUZZOLANIQUES;
LES PREMIERES REALISATIONS DE MELANGES
A BASE DE CENDRES VOLANTES.
La construction des grands barrages exige l'emploi de chnents tres
homogenes, a faible ddgagement de chaleur d'hydralalion, retrait
modere, permetlanl de rdaliser des Mons tres maniables, apes a
dureir en presenlani le maximum d'impermeabilite et le minimum de
danger de fissuration.
(*) Pozzolanic-metallurgical cements and porthaul cements with re-crushed fly-
ash : first class binders particularly suitable for the construction of large dams.
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.B.104
_ 9 ?
Ces cline/its (1011elli en outre assurer, notamment pour les parties
de louvrage qui requierent le beton arme, une protection complete
des armatures, el atteindre daub les delais voulus, des resistances
inettaniques elese.es (et par ailleurb largement suffisantes nieme dans
le Cab de dosages moderes).
Entin ces ciments doivent permettre de proceder a des injections,
de do.uner des bawls capables, le eas ecbeant, d'?e coules sous l'eau,
et de resister au contact permanent d'eaux aggressis es (par leur purete,
leur acidite ou leur teneur en sulfates solubles).
La totalite des conditions enoricees ci-dessus ne sont d'ailleurs pas
exigibles pour thus les tpes de barrages. et les plus essentielles d'entre
dies ?ont pu etre remplits dans Je passe par dis ers ciments, et en par-
ticuher par des cirnents pouzzolaniques de bonne conception, realises
avec des produits d'une activite incontestable.
La production rndustrielle de bons cirnents aux pouzzoianes natu-
reties necessite d'abord i'existcnce a proximtte des centres de pro-
duction et de distribution, de gibernents sullisamment abondants,
homogenes, facilenient exploitables, et dormant des produits doues
d'une excellente activite, tout en n'exigeant pas de preparation trop
onereuse.
cerluins pays stint priorlegies u ce point de vue :
(:'est notattinient le cas de I'! hate, qui possede sur son territoire d'abon-
ilants gisements de pouzzolanes d'origine volcanique, qui permettent
in realisation de tres bons eiments.
Les bunts aux pouzzolanes sont d'ailleurs des liants traditionnels en
Italie, et us doivent leurs qualites justement appreciees, non seulement
a la valeur intrinseque des constituants, mais aussi a une technique de
preparation Wen an point, et a des taux d'incorporation judicieuse-
inent
Aux les cimenteries ne fabriquent pratiquement que
des portland; c'est pourquoi on a ete conduit a les differencier en cinq
groupes prIncipaux, dont cliactin comprend des liants destines A des
emplois bien
Pour to construction des grunds barrages, on utilise generalernent les
ciments du groupe If, ii teneurs limitees en silicate tricalcique et en
illuminate tricalcique; ces deux conditions permeltent de realiser des
portland qui, (Pune part, sont moms exothermiques que les autres
portland, et d'autre part sont resistants aux eaux moyennement
a gressi vett.
l'outefois, II a et?ecessaire, dans certains cas, d'accroilre la resistance
chilling'', de ces eitnents par des additions de porn:Wanes preparees arti-
liciellement, generalement des schisles calcines (Stanton) : les ciments
:Ansi traftes resfstent non seulement A l'altaque des eaux tres pures
ou tres sulfatees, mais aussi a la reaction alcali-agregals; dans le ens
il'emplol de cette pouzzolane, le resultat est d'ailleurs aLteint ineme si
l'on utilise tin portland qui West pas du groupe 11, quelle que soil sa
?3? R.104
teneur en aluzninale tricaleique, et sans tenir compte de sa teneur en
II est arrive aussi, notatnment pour les barrages comportant des
batons mis en place en grande masse, qu'on alt ele amene A incorporer
au melange effectue sur charmer, des 'urines de pierre (silice ou calcaire
broyes), concurremment avec le ciment portland : on voulait ainsi
conserver an beton une compacite sufflsanle, lout en maintenant un
dosage reduit en portland, non sculement pour economiser le liant,
mais aussi pour diminuer rechauffement du barrage lorsqu'on estimait
que les reactions des portland du groupe IT etaient encore trop forte-
ment exothermiques.
Celle derniere methode equivalail A l'emploi de chnents ? charges ?,
cc qui presenle des inconvenients : non seulement diminution notable
des resistances mecaniques des betons, mais realisation de betons non
impermeables (meme s'ils sont compacts), par ailleurs g?fs, peu resis-
tants chimiquement, et dimes d'une tendance parliculiere ii In fissu-
ration par retrail.
Pour remedier a tons ces defauts, k's techniciens americains out eu
le merite d'utiliser pour in premiere lois, au lieu de larines minerales
Merles, pour la construction des barrages, des ? Fly-Ashes 1), OU Cendres
volanles ? de centrales thermigues : ii s'agissait de cendres u brutes
melangees directement sur le chantier aux autres elements du beton.
11 tie s'agissait done pas encore de l'emploi d'un ciment pouzzolanique
prepare. et homogeneise en usine; neanmoins, In premiere grande reali-
sation de cc genre constitua un grand progres sur les methodes ante-
rieures : cc fuL In construction du barrage CIU? Hungry Horse n, sur la
riviere Flathead, dans le Montana occidental; cc barrage fut inaugure
en 195.1; i4o 000 t de ? fly-ashes ?, en provenance des centrales titer-
miques de la region de Chicago y avaient etC utilisees, par substitution,
dans le beton prevu, de 3o To de ecndres A 3o % de portland.
Contrairement aux farines minerales inerles, les cendres volatiles,
grace a leur pouvoir pouzzolanique tres accuse, permetlaient la fixation
de la chaux liherde par le portland en cours d'hydratation, enrichissaient
de cc fait le beton en produits hydrates cristallises, ainsi qu'en gels
colloidaux s'opposant aux filtrations d'eau sous pression et aux diffu-
sions de sets agressifs, lout en ne mellani en jeu que des reactions tres
pen exothermiques.
D'ofi la realisation d'un beton plus etanche, plus resistant ineca-
niquement, et beaucoup moms sensible A Faction combinee des intern-
pales, des ambiances et des eaux de contact; l'ensemble de ces (-wallies
assurcnt le maximum de durabilile A l'ouvrage.
Un mitre avanlage de l'emploi de cendres volantes dans la cons-
truction des barrages est assez parliculier aux Etats-Unis, mais if
vaut egalement pour de nombreuses regions de la France d'Outre-Mer :
de nombreux glies A materiaux sont constitues par des agregats tres
sensibles A une action fissurante due ala presence des alcalis du portland;
cc sont en general des materiaux a base de since amorphe et, d'une
maniere generale, des agregals d'opale, d'andesite, d'obsidienne, de
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calcedoine, de rhyolite, etc. : en presence des alcalis du portland, en
emplovant un ciment aux cendres volantes, it effet pouzzolanique, ii
v a solubilisation k des parties actives des cendres; les alcalis se trouvent
done fixes par la silice amorphe et ralumine contenues dans les ? fly-
ashes L ; ii n'y a plus traction noche sur les agregats.
Par ailleurs, les portland qui ont (ALI associes aux cendres volantes
donnent, apres hydratation et durcissernent, des produits qui sont
bien moms sensibles a l'action hydrolysante des eaux pures et des eaux
acides que les produits de rhydratation des portland purs: outre la
lenteur de rbydrolyse des sels calciques, la presence des gels hydrates,
qui se rencontrent dans les betons dans lesquels des produits pouzzo-
laniques ont ete introduits, eonfere it ces Mons une resistance meca-
nique et une impermeabilite absolument satisfaisantes.
Neanmoins, ii convient de remarquer que la inethode americaine
utilisee au L Hungry Horse P consistant A employer des cendres volantes
brutes, sur le chantier meme, concurrernment avec le sable, et sans
melange prealable en usine avec le portland utilise, presente certains
ineonvenients, limite les avantages qu'on est en droit d'escompter.
et ne permet de beneficier que d'une partie de ractivite potentielle des
produits pouzzolaniques qui entrent en jeu.
Les cendres volantes brutes. qui comprennent de nombreux grains
en forme de spherules P, dont la pantie active est interne au grain, el
ne peut etre liberee ou rendue accessible que par broyage prealable, sont
de ce fait partiellement inactives, et, en tous cas, tres lentes dans leur
action. En outre, seul un melange intime realise en usine (cendres
selectionnees), par broyage simultane avec le clinker, peut donner
rhomogeneite indispensable, la finesse desirable, et le dosage precis
des constituants.
C'est thins l'industrze cimenttere francaise qu'a ete prise 'Initiative
de preparer les ciments aux cendres .volantes entierement en usine, par
incorporation directe aux clinkers, prealablement an broyage; pour la
premiere lois, il a ete alors possible de mettre en jeu toute la capacite
de reaction des cendres Nolantes. et tout leur potentiel d'activite.
-- PRECISIONS SUR LE POUVOIR POUZZOLANIQUE
ET LES CARACTERES PARTICULIERS
DES ? CENDRES VOLANTES P
Les cendres volantes possedent les caracteres generaux des pouzzo-
lanes classiques, mats cues possedent aussi des caracteres particuliers
qu'il s'agit de hien connaitre, non seulement pour avoir un guide Or
dans les selections necessaires, mais aussi pour saisir 'Importance
particuliere du broage des cendres, qui est loin d'avoir pour but unique
un simple accroissement de la finesse et de la surface de contact.
La preparation en usine de ciments aux cendres volantes, qui a
pris naissance en France, n'est done pas une simple question de pro-
duction industrielle de ciments pouzzolaniques ayant une composition,
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or Release
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des proprietes et des qualites constantes; c'est cette realisation en
usine qui a permis de livrer des ciments aux cendres volatiles d'une
classe egale it celle des meilleurs ciments, en particulier an point de
vue de In rapidite. du durcissement, 'aquae constilue unc nouveaute
essenticlle vis-it-vis des ciments aux pouzzolanes classiques mettle
broyees finement.
Aussi, avant de parler de In contribution francaise dans in reali-
sation de divers types de ciments parliculierement adapLes A in cons-
truction de grands barrages, convient-il de preciser le caractere pouzzo-
lanique d'ordre general, et les caracteres parliculiers des cendres
volantes
On salt que c'est lc depoussierage eleclrique effectue thins les ecn-
trales thermiques employant comme combustible lc charbon pulverise,
qui permel de recucillir des cendres legeres et fines, qu'on designe sous
le nom de ? Fly Ashes n, ou cendres volatiles n.
Le pouvoir pouzzolanique des cendres brutes ainsi recueillies vatic
scion rorigine el In composition chimique de la houille, l'allure de Ia
combustion et du refroidissement des cendres, leur leneur residuelle
en carbolic imbrfile, ct 'cur finesse.
Rappelons que In propriele pouzzolanique d'un produit reside essen-
tiellement, quelle que soil sa composition, dans son aptitude A fixer
A froid, en phase aqueuse, plus ou moms de chaux (fibre OU mise en
'Merle), dans un temps d'ailleurs plus ou moins long, A une tempe-
rature ambianle donnee. La propriete pouzzolanique resulle done
d'une composition chimique riche en produits acides, silice amorphe
et sesquioxydes, pouvant etre fixes directement par des bases, el pauvre
par consequent en produits basiques, chaux ei magnesie, taut libres
que combines.
Les cendres volatiles possedent generalement in propriele pouzzolanique,
souvent meme a un haul degre (qui est en rapport direct avec leur teneur
assez elevee en sesquioxydes, eu egard it bun teneur en silice amorphe);
mais, en raison de leur microstructure tres parliculiere, ii convient
d'examiner et de earacteriser le pouvoir pouzzolanique des cendres volanles
an moyen de trois paratnetres qui sont les suivants :
? Quantite totale de chaux qu'une cendre donnde est apte a fixer A la
temperature choisie (temperature ambiantc normalc), independam-
'tient du temps necessaire A cette fixation totale;
? Rapidite de fixation de In chaux, c'est-A-dire relation entre le temps
d? ecoule el la quantite de chaux d? fixtIe;
? Resistance mecanique du produit (turd, quand in reaction de fixa-
tion de chaux est complete.
Le premier parametre caracterise In capacite de la cendre
c'esl-A-dire son pouvoir de fixation total; be second caracterise la reac-
tivite de Ia cendre volatile; quant au troisieme, it caracterise la qualitd,
el, plus precisemenl, les performances, qui dependent d'un complexe
oii interviennent, la nature et la texture des elements mierographiques
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de nature colloidale, ainsi que in teneur en carbolic residuel et les
caracteres sous lesquels cc dernier Sc presente.
Cs trots pararnelres ne dependent done pas au mime titre des consti-
tuants (leafs de la rendre volante et de leurs proportions respectives,
iii de la teneur en constituants inertes. ni entin de l'etat physicochimique
de l'ensemble des constituants.
Certaines parttcularites sont propres A run ou l'autre des trois para-
metres ci-dessus ?
- Lu capacite totale de fixation de la chaux depend A in lois des
proportions de tons les constituants actifs. silice amorphe, alumine et
sesquioxyde tie ter, mais dans tine mesure differente pour chacun d'eux .
elle depend aussi de In proportion d'elements inertes compris les
imbrffies) qui font masse et peuvent en outre gener l'hydratation
complete ties elements actifs. Par ailleurs. In capacite totale de fixation
de la ehaux, sans etre autant interessee par le degre de finesse des
grains que la reactivite proprement dite. depend neatunoins d'un
minimum de finesse, qui dolt etre satisfait sous treble de voir tine
certaine fraction en profondeur de la partie active des grains echapper
aux reactions.
Le broyage de la cendre influe egalernent stir in capacite totale de
fixation, car le broyage ri'a pas seulement pour but et pour resultat
d'accroltre In surface de contact offerte aux reactions, mais surtout de
rendre accessibles les zones internes actives des grains de cendre, ces
zones actives etant souvent masquees et isolees par une ? carapace
externe plus ou monis vitrifiee et presentant une forte inertie A l'entree
en reaction, en s'opposant A In dispersion dans In phase aqueuse ambiante.
ainsi quit in penetration ionique.
De la capacite totale de fixation depend In determination des propor-
tions stcechiotnetriques des m?nges de portland et de cendres volantes,
mais ii [nut s'empresser de rioter que ces proportions skechtometriques
ne constituent pas necessairetnent le melange ideal on desirable, tant au
point de vue de In vitesse de durcissement, qu'aux points de N ue des
performances mecaniques et de in resistance chimique aux ambiances
agressives.
? La reactivite, ou rapidite de fixation de In chaux, ne [nut pas
confondre avec la rapidite de durcissement dont elle n'est qu'un des
elements, est, pour le fabricant et l'utilisateur, un p-u?amelre plus
essentiel que la capacite totale de fixation par unite tie masse de cendre
?rolante, ces( en effet un parametre sur lequel on peut agir, pour une
cendre volante donnee, et son action est dommante pour cert4ilie??
caracteristiques d'utilisation.
? Enfin to qua! tie, et plus precisement les performances mecattiques
initiates et finales d'un ciment aux cendres volantes, en taut qu'eltes
dependent de la valcur intrinseque de In cendre, sot A examiner eit
les separant des performances qui sont propres au cuttetti associe .
on constate alors que la qualite de in cendre depend, non settlement
de son propre rapport alumine 'silice, mais aussi du rapport alit-
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mine/silice du ciment qui lui est associd; d'ob l'importance du choix
tin ciment lui-meme, non settlement au point de vue de ses resistances,
mais aussi de la composition de son clinker.
Ajoutons clue In ? (wale ? de la cendre volatile depend aussi, A pour-
centage egal de matiere active qu'elle contient, de sa teneur en ? carbone 4
imbrOle, ainsi que des gels colloid:lux formes apres l'hydratation
complete.
III.-- RI-LALISATION DES PREMIERS cimENTs
AUX CENDRES VOLANTES FABR1QU2S EN USINE :
LES CINIENTS POUZZOLAN0412TALLURGIQUES.
Les proprieles pouzzolaniques de nombreuses cendres volatiles
provenant, de centrales thermiques francaises out dte, sition tres peu
connues, du moms tres peu etudiees en eimenterie avant (950; les
rares ciments pouzzolaniques qu'on rencontrait dans notre pays elaient
surtout. destines A des ernplois speciaux, leis que les travaux h la mer;
les normes francaises ignoraient d'ailleurs les pouzzolanes, sauf comme
tuatiere d'addition A des ciments d'ordre secondaire; les pouzzolanes,
y compris les cendres volantes, etaient negligees pour bons les emplois
essentiels, contrairement au lailier granule de haul fourneau, qui etait
depuis Iongtemps utilise comme constituant de chnents normalises,
qui trouvent leur emploi pour d'importantes constructions, et qui
sout preconises pour bus lravaux, y compris ceux en beton arme.
Les utilisations de ciments pouzzolaniques reputes, dans des pays
voisins du noire, tels que l'Italie, l'Allemagne, diaient considerees,
par nombre de nos techniciens, comme cas speciaux, soil par suite de
eertaines sujetions relatives aux difficultes d'approvisionnement en
combustible, soil en raison de in presence, dans le pays considere, de
gisements de haute qualitC (pouzzolanes Italie, trass de Rhonanie);
noire pays semblait a priori depourvu de pouzzolanes suffisamment
abondantes et suffisamment actives, a moms de recourir A une prepa-
ration prealable coilteuse, toile quo In torrefaction; milli on reprochait
aux ciments pouzzolaniques In lenteur de leur durcissement initial et
lcur sensibilite initialc A la dessiceation dans les atmospheres un
peu seches.
En fail, on meconnaissait les ressources particulieres des centres
volantes, companies A celles des autres pouzzolanes, naturelles ou
preparees; on n'etait meme pas loin de leur attribuer a priori, Camille
Maui supplementaire presume, un manque d'homogendite dans leur
composition chimique et dans leur, activite, du fait. de in diversite des
houilles utilisees pour In fabrication des charbons pulverises, et de
in variete d'equipement des differentes centrales thermiques de l' ? Elec-
tricite de France el des houilleres francaises.
11 elail done indispensable, pour sunnonter les prtiventions, que le
premier cimenl aux cendres volantes livre sur le marche francais f?t
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un chnent Undid pour e.tre au niveau des meilleurs ciments portland
produits par 'Industrie francaise.
Les premiers ciments de cette classe furent produits industricl-
lenient et livres sur le march des 1951, sous lc nom de ciments pottzzo-
lano-metallurgiques : cc soul en eftet des ciments ternaires compre-
nant a la lois du clinker, du laitier granule et des cendres volatiles, en
proportions tres etudides (mats sans anemic addition d'adjuvani ou
(I'accelerateur quelconque).
L'etude de In composition optimum de ces ciments lernaires, cL celle
de leurs reactions d'hydratation sont evidemmeni plus complexes
que celle de ciments binaires, laquelle presente deja des difficultes, du
fait que la meilleure composition West pas necessairement celle qui
correspond aux proportions stcechiometriques. Nous n'en parlerons
d'ailleurs pas ici, et nous nous contenterons de noter que, dans les
chnents pouzzolano-metallurgiques, le rale principal de In cendre
volante est bien celui d'une pouzzolane, comme dans un cimeni pouzzo-
lanique classique (la teneur en chaux totale combinee et. en chaux
liberable lors de l'hydratation est toulefois neltement moindre quc
celle des ciments pouzzolaniques ordinaires, eL que celle des ciments
metallurgiques les plus pauvres en clinker, car elle est inferieure a 45 %
de chaux CaO).
La demonstration &aft done faile des possibilites etendues d'emploi
des cendres volantes en cimenterie, lorsqu'elles sont cltoisies, et surtout
lorsqu'elles soft broyees, et melanges en usine (et non sur chantier).
En r?m?des 1951, ii apparalt demontre que la vertu pouzzolanique
propre aux cendres volantes, parfaitement broyees et homogenoisees
dans le liant, grace a des manipulations effectuees en usinc, constitue
plus qu'une nouveaute : c'est un veritable lournant dans l'industrie
cimentiere, sans cloute comparable h celui qui a marque l'utilisalion
en cimenterie des laitiers de haul fourneau granules; on pouvail des
lors prevoir la fabrication d'autres ciments, de nature plus courante,
ma's de qualite comparable i celle des meilleurs ciments rencontres
sur le marche; c'est en particulier le cas des nouveaux ciments portland
aux cendres volantes denommes CPA-C et comprenant So 13/0 de clinker
et 20 % de cendres ces portland it o % de cendres soul en bons points
comparables, au point de vue des emplois et des performances, aux
portland purs CPA de la memo classe de resistances (250/315) (el par
consequent aux ciments poi-Eland CPA-L, it o ?/,? de tallier, de In
classe 250/3 t 5).
? LES CIMENTS PORTLAND AUX CENDRES VOLANTES,
DENOMMES CPA-C 250/315, ET HRI-C 315/40o
(CIMENTS A HAUTE Rt.SISTANCE INITIALE).
En 1956, soil cinq ans environ apres le debut de la fabrication indus-
trielle des ciments pouzzolano-metallurgiques, apparurcnt sur le marche
frangais les premiers ciments portland aux cendres volantes, de in
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mettle classe dc resistances clue les portlands purs, fabriques en usine
par broyage simultane de 20 % de cendres volantes el de So ?,f3 de
clinker; cc soul les cintents denommes CPA-C 250/315. Ces ciments CPA-C
lie comporlent en outre aucune addition de tallier; cc soul en diet
des ciments normattx (et non des chnents de composition speciale
brevetee conune les chnents pouzzolano-melallurgiques). Les propor-
tions de cendres volatiles admises thins les ciments CPA-C soul d'ailleurs
nellement inferieures aux proportions stcechiometriques correspon-
dant A la capacild de fixation de In chaux par la cendre volanle (la pro-
portion de cendre admissible it cc titre serail en effel de l'ordre de 35 ?,/?,
parrots an peu plus).
Les ciments portland it 20 l?'0' de cendres sant done, en fail, interme-
diaires entre les portlands purs el les ciments pou:zolaniques du type
elassique.
Its gardent ainsi les caracteristiques generates des portlands purs,
nolamment en cc qui concerne les resistances mecaniques, la rapidite
de durcissement, et l'absence de fixation d'une partie de la chaux liberee
par l'hydratation des silicates du portland.
Toutcfois, la presence d'une cendre volatile choisie, broyee et homo-
gendisee avec le clinker, confere it ces ciments CPA-C des qualites
supplementaires non negligeables; it Fetal anhydre, ces chnents ne
contiennent pas plus de chaux totale que les ciments metaltur-
gigues (54 %) : it cc titre, Us se differencient neLtement, non seulement
des portlands purs (CPA), mais aussi des portlands (CPA-L) it 20 %
de laitier, malgre l'identite de leurs resistances mecaniques (250315) :
les ciments CPA-C ont done une resistance chimique notable, bien
qu'elle ne soil pas aussi grande que celle des ciments pouzzolano-
melallurgiques, lesquels no comprenneni que de 40 it 43 % de chaux
totale, scion le type, ni mettle que cello des ciments pouzzolaniques
classiques, qui n'en comprennent. que 46 it 18 %.
Mats il faut noter aussi, it l'avanlage du portland CPA-C it zo %
de pouzzolanes, uric maniabilite accrue pour les betons, ainsi qu'une
plus grande elancheite.
Ccs ciments portland it zo % de cendres volantes jouissent de In
parlicularite essentielle d'avoir un retrail tres foible; cc relrait esi tres
inferieur it celui qu'on peni conslater dans les mettles conditions d'am-
biance, pour les autres ciments, qu'il s'agisse de portlands purs OU de
chnents metallurgiques.
La confiance justitide qu'a rencontree le portland CPA-C aupres des
utilisateurs s'est traduitc dans les fails, non seulement par une utili-
sation generale de cc ciment pour taus travaux courants normalement
executes avec du portland pur, mais aussi pour des travaux Ives impor-
tants leis que plusieurs pouts en beton precontraint dolmant passage
aux pistes de l'adrodrome d'Orly, au-dessus de l'auloroute du Sud
de Paris.
Cette confiance a tad consacree officiellement par l'Administration
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R. 204 __ to.
dans tint: etr,:tilittre ;Ili ,L't des Travaux Publics
et du Seeretaire d'Etal .1 PE:ter:41e jo:nt cette circulaire
preconise uttiiiiimutni. La, mist: ,?tt nat.. :modification de la
riortuti VFN?Oilt. 1,5-a2 relawm:iiilort.ant:-.... r..2 creation de nou-
veau.'t einittutt, port:anti de. laetitsotAt -Atrittinett.:.-e. rstances ,l5.
dont. till (.1111t:Ell ? 'II )itiii1Uiit. it: I cendres volantes
actives..
l)t: atone, a ,totitmtle tiritt ...Inettt-litur. les g..:1:fartds dolt privoir
lu er..:t.ii.:11ti it. notiveattx,,Anittnit, t de la mime
lilt: 1E1,, IF ."7 parmi ces nou-
tetot.-_ ns, nitu j E1hL BesIstance Initiate.
,it.ttootinest atutitton. tie to ,)de cendres
tot:taws-
vtAni .-,nettint, lolls- talons. t ?irr?stini: ex;:eser succinetemen.t les
,;it mut ,se,impt.tr (fans la construction des
Ian, n uttlit.itnt les- et:ments riches en cendres
?(Jitite. teis- que Les ciments pouzzolano-
1nettatittr4inites, d'autrr. par, ,tti tit:listuit: des ctments portland
vniantes:. Leis- flue les portland CPA-C.
?rinintes,
? k.\,A.NTAliEs c.,j1 L RESSOR'CENT DE L'UTILESATION.
1-;-- LES BET:).N.S DESTINES AUX GRA_NDS BARRAGES.
DES- DIVERS CLMENTS
X CENDRES VOL.-kNTES
EXIST \NT ';L.R LE MARCHE FRANCAIS.
II ex.....A.e iit.ux. ctinents pouzzolano-melallurgiques le CP-MF tt" I.
tie In ettistte Ic7esitqanctis_z Ho) ;;;t1. dont In Leneur est exceptionuellement
foible en chaux. totale entieremenl euntbinee I; t au maximum en
poidit du cinietit anitytiret.. Ic CP-MF II" 2. de la. classe de resis-
tant:es-. ? (MI es: plus import.mt, en raison de ses resistances
mecaniques. elevetis, et qui est egalentent tres pativre en chaux o,?an
maximum, en pouts dt.t ctment :iiiiiije t.
duretsstment !ritUat Ic -cs eimenis, etnitrairetneul & ce qui se
Is- e pour les- ,,Intent:, pouzzolaniques ordintures. eSt ,JUSSi que
portittl1111-, Iltilt1111IllUlli eU cc qui emu:et-tie no 2,
et il -e pourtitt plus- iongternps, puistput le CP-NIF a" 2 d9nite, au
bout d'un mot n,:iron. 'es ti'll11 11.01 le
Lance intriale ; ott. et?itt bout Its trots intik, les resistant:et. ;Fun
portiand super ;
dt cur (if:i rest:Wu-ions rim:w/o/ifs. le CP-Al I.. ii' 2 vhi d011e
apte i tare utilise pour it betuns grands otivrattes, ztIlf+;si 1)1411 POW'
Iii beton arrne que pour le beton precoutraml.
Au pint de, cue di. /a t humour. les cumuli,. CP?Al resiht cut
ItitlititLremment aux etix pures, aux eaux attules, eaux tie tiler,
aux eaux selentteustr-,t In qu aux ttattx mitIonik?inuiteh, Lune resits-
-- 11 -- R.104
lance chimique est due, non seulement la faible leneur en chaux, mais
aussi a la rapidite de durcissement du ciment. El cependant, la chaux
liberde par les silicates du clinker n'est pas fixee inblantanement par la
cendre volanle, quelle que soil sa reaclivile, mime s'il s'agil d'un
produiL broye lres !Ailment. : celle fixation, un peu relardee, de la
chaux liberee par la prise, est d'ailleurs commune A lollies les pouzzo-
lanes, quelle que soil leur reactivite. Alois con-tine celle chaux diffuse
tres difficilemenl, et comme elle est lres diflicilement accessible, en
raison de la structure gelifide des produils de l'hydratation, ii n'y a
A craindre, mime au debut du durcissemenl, ni exosmose de la chaux
forme, ni action dissolvanle des eaux pures mime acides, ni culla
action expansive due aux sulfates, ainsi que les essais de laboraloire
l'experience foal demontre.
Ce retard a la fixation de la chaux (et aussi h sa carbonalation) est
tine lieureuse circonstance an point de vile de to conservation des armatures
du beton arme, el elle explique les resunals d'experience : in conser-
vation des let's dans le bolon de cimeni pouzzolano-melallurgique aux
cendres volatiles est idenlique it celle realisee dans le beton de portland
pur, mime dans les ambiances tres humides ou agressives : en effet,
la chaux liberee el non encore fixec a largemenl le temps de former,
an contact des armatures, la couche proleciriee de ferrite de chaux,
au mime Litre que clans le cas d'emploi du portland pur.
Celle protection est d'ailleurs renforcee par l'impermeabilite propre
aux ciments riches en pouzzolanes aclives, dont les gels limileni consi-
derablemeni la vilesse de penetration des elements agressifs pour les
armatures, c'esi-A-dire, non seulement les sulfates, mais aussi l'oxygene
dissous (donl la presence an contact du fer est necessaire pour provoquer
la formation de rouille).
Le peu d'oxygene qui serail susceptible de diffuser A la longue serail
d'ailleurs fixe par les faibles guanines dc polysulfures de calcium qui
existent dans le lailier entrant dans la composition du ciment pouzzolano-
metallurgique (le lailier possede de cc fail un certain rale d'inhibileur
A la corrosion de nature eleclrolylique).
II convieni aussi de eller Ia maniabilile conferee aux belons de
ciment CP-AIF, ainsi que foncluosile des pales el des morliers; la
maniabilile du beton, ainsi que sa cohesion due A sa plaslieiLd, soul
appreciables dans le ens d'emploi du beton pompe el du beton coule
sous l'eau; en raison de In finesse du cimenl el de son oncluosile due
A la cendre volaiile, cc ciment est egalemenl indiquo pour les injections
dans les fissures, les extrados de galcries el les sols de fondation.
Alalgre la finesse de ces ciments, les reiraiis demeureni du meine
ordre que ceux du portland el des 1-IRI (portland it haute resistance
iniliale); si fon n'expose pas ccs ciments A tine dessiccation prernaluree
on imp rapide, les dangers dc fissuration soul moindres, grace A une
faculLe d'adaplation aux conirainles de relraiL qui est parliculiere
aux cimenls prepares avec des pouzzolanes : c'est cc que des auteurs
lets que Blanks, Meissner et d'autres auteurs america ins out montrd dans
tears etudes.
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A titre d'exemple, ii convient de eiter la construction des fondations
profondes en pieux armes, ainsi que du tablier en beton precontraint,
du grand pont execute en Afrique ces dernieres amides pour le fran-
chissement de la lagune d'Abidjan, dont les eaux tiedes, saumAlres
et acides sont particulierement agressives; tous les betons de cet
ouvrage actuellement en service. ont ae prepares avec du ciment
pouzzolano-metallureique n? 2.
Si nous passons a present a l'eramen des proprields du eiment
portland 250/315, a 2 0 ?0de cendres rolantes, un certain nombre des
remarques faites ci-dessus s'appliquent, notarnment au point de vue
des resistances mecaniques. de la protection des fcrs du beton arme,
ainsi que de la maniabilite, qui est augment& par rapport an portland
pur; de meme, les ciments portland CPA-C o % de cendres volatiles
ameliorent l'impermeabilite des betons par rapport A cc qu'on oblient
avec les portland purs.
Quant aux retraits des portland A 20 % de cendres volatiles, it est
facile de constater par l'experience qu'ils sont notablement plus faibles
que ceux des portland purs. Des comparaisons precises montrent, en
efret, qu'a jours le retrait des portland purs est superieur de plus
de 5o % a celui des portland A 20 % de cendres; A 28 jours, le retrait
des portland purs est encore superieur de 35 % it celui des portland
a 2 0 % de cendres.
Si l'on tient compte en outre du fail que, d'une part l'allure du durcis-
sement des portland purs el des portland A 2 o % de cendres volantes
est pratiquement la meme, et que d'a,utre part la faculte d'adaplation
des ciments aux cendres volatiles est superieure it celle des portland
purs, on en tire la conclusion tres nette que le danger de fissuration des
Mons a base de CPA-C est franchement moindre que celle des belons
a base de portland pur.
Ce resultat, contrdle, n'est pas un des moindres avantages de ces
niiux ciments.
En difinifir, les ciments pouzzolano-metallurgiques aux cendres
que les ciments portland aux cendres volantes,
,c(l.ovicont?tul alLt xanth travaux de barrages; la convenance est. gene-
Irak' 44:kt.11.d1rAtt:,dwa, Lc cas d'eaux de contact noloiremeni agressives,
lea t.-i.u.ittott. pti.u.zwilan4-ruktallurgiques sont particulierement indiques).
VI. ? CONCLUSIONS.
Leb cluitats auzCAlidtfr't olantes, soit qu'il s'agisse des ciments
pouzzolauo,uti....tallu4que.A, soit qu'il s'agisse de portland aux eendres
volantes, 01.1 de vit.u.entb a haute resistance initiate aux cendres volatiles,
reialibent, daub di9Mrent dornaines, les performances neccssaires pour
leur uttlisation da.ris grands ouvrages leis que les grands barrages.
Mais ii con\ ie,r31. de rioter que ces avantages ne peuvent etre ()Menus
pleinement par an waplqi de cendres volantes brutes, melangdes sue
chantier, uiIJe que 1:oil la valeur intrinseque de ces cendres.
? 13 ? R.104
Les melanges, soigneusement contrOles el doses, doivent etre effectues
en usine; ii est en outre indispensable de proceder A un broyage des
cendres, simultanement aver le clinker (el les autres constiluants
essentiels, s'il y a lieu).
RESUME.
La presenle communication a pour objet de preciser la convenance
Parliculi&e, pour les travaux de grands barrages, de deux types de
ciments aux cendres volatiles crees recemment. en France.
Ces deux types de Hants sont :
? Les du-lents du type pouzzolano-metallurgigue, et nolamment le
ciment. denomme CP-MF no 2, de la classe de resistances 250/375;
- Les du-wills du type portland a 20 % de cendres volatiles,
denommes CPA-C, de la classe de resistances 250315.
? Les ciments pouzzolano-metallurgiques soul des ciments ter-
naires, constitues par du clinker, du tallier et des cendres volatiles,
sans addition de produits accelerateurs. Leur composition est etudiee
de maniere it realiser, simultanement, des ciments it 'mules perfor-
mances mecaniques, it faible degagement de chaleur d'hydratation
et A haute resistance chimique;
-- Les chnents du type portland aux cendres volatiles ne comprennent
que 20 ?it() (1:addition de cette matiere; us apparliennent A la categoric
des portlands; us donnent d'ailleurs les memes resistances mecaniques
que les portlands purs de la classe de resistances la plus elevee, avec des
avantages supplementaires : notamment maniabilite amelioree, retrail
hygrometrique lees faible el moindre chaleur d'hydratation.
La communication precise par ailleurs les caraeleres essentiels
auxquels doivent satisfaire irs ciments destines aux travaux de cons-
truction des grands barrages : faible chaleur d'hydratation, relrait
modere, plasticite, resistances mecaniques excellentes et resistance
it l'agressivile des eaux de contact.
En cc qui concerne comme pouzzolanes, de cendres
volantes provenant de la combustion, dans les centrales thermiques,
de charbon pulverise, il cons lent de citer leur premier emploi qui en
a old fail aux U. S. A. pour la construction de grands barrages (Hungry
Horse) . ii a ete utilise un melange de cendres brutes avec les elements
du beton efieclue sur le chantier. De cc fail, le ? potentiel d'activiLe ?
de cc type de pouzzolane n'a ClC que partiellement utilise; les cendres
volantes &intent des resultats tres superieurs quand elles sont finetnent
broyees et que he chnent aux cendres volatiles est prepare el homo-
genoise en usine.
Les avantages de eette preparation se procisent en eludianl les
divers parametres qui influent sur le pouvoir pouzzolanique des cendres.
L'examen detaille des caracteristiques concernant les deux types
de ciments aux cendres montre leur parfaite convenance pour les Mons
de grands barrages; il est a relenir en particulier que les ciments
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R.1.04
? 14 ---
portlands t 20 % de eendres volantes oat un retrait :tenement plus
laible que cclui des portlands purs, cc qui a ete mis en evidence par
des essais precis.
SUMMARY.
This paper gives an account of two types of fly ash cement recently
developed in France, which are eminently suitable for use in large dams.
These two types of binders are :
? Pozzolanic-metallurgical cements, specially CP-MF No. 2 cement,
of the resistance class 25o/375;
? Portland cements with 20 (),P Ily ash designated CPA-C, of the
resistance class 250/315.
Pozzolanic metallurgical cements are ternary cements composed of
clinkers, slag and fly ash, without the addition of any accelerators.
Their composition was worked out so as to achieve simultaneously
cements with high structural strength, low heat of hydration and high
resistance to the action of chemicals.
Cements of the Portland type, only comprising 20 % fly ash admix-
ture These cements belong to the Portland category. Their struc-
tural strength is the same as that of pure Portland cements, of the
highest category of resistance. They have further advantages : better
handling qualities, very low hygrometrical shrinkage and lower heat
of hydration.
The main characteristics to be fulfilled by cements for the cons-
truction of large dams are also detailed in the paper : low heal of hydra-
tion, moderate shrinkage, plasticity, excellent structural strength and
resistance to corrosion by water.
Regarding the utilization as a pozzolanic substance of fly ash resul-
ting from the combustion in thermal plants of pulverized coal, the
first application made in the 'United States for large dam construction
was at. Hungry Horse. A mix of raw cinders and concrete aggregates
was carried out on the job. The result was that the potential activity
of this type of pozzolan could only be partially utilized. Fly ash
gives much better results when finely crushed and when the fly ash
cement is prepared and rendered homogeneous in the concrete plant.
Examination of the various parameters which influence the pozzo-
lanic capacity of fly ash confirms the advantages of this preparation.
Detailed examination of the characteristics of the two types of fly
ash cement shows their complete suitability for large dam concrete.
It should be particularly noted that Portland cements with 20 % fly
ash definitely present less shrinkage than pure Portland cement, a fact
which was clearly revealed by accurate tests.
Extrait du Sirieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
FAH'S. ? 1A1P111111EBIE GAUTHIER-V1LLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Impritne en France.
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Declassified in Part - Sanitized Copy A
ase
t-s
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondfale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 105
QUESTION N? 23
A. AIVIMANN
(SWITZERLAND)
EPREUVE
Reproduction interdito
RESEARCH ON THE INFLUENCE OF PUZZOLAN
AND OTHER ADMIXTURES
ON THE FROST-RESISTANCE OF CONCRETE (*).
ALPHONS AMMANN,
Dipl. Ing. Chem Dr sc. techn. E. T. H.,
Kaspar Winkler and Co, Proprietor Dr F. Schenker Winkler, Mich
(Sika-Organisation).
Research of Messrs J. Orth, log. E. D. F. Chambery (1), M. Mary
and AI. Chapelle (2), 0. Bomber!. and C. Racine (3), W. Czernin, labo-
ratory of the austrian cement-manufacturers, Vienna (4) as other
searchers are showing that the concrete's resistance, against the freezing
and thawing-effect, is also influenced, in an important measure, by
the cement. Former investigations of Messrs Dir. H. Milner and
Dr A. Wogrin (5) on the frost-resistance of concrete with addition of
(*) Recherche sur l'influenee do pouz:olane el mitres adjuvants sur la resistance
au gel du beton
(,) J. F. ORTII, Influence of dosing and properties ol cement on the frost-resistance
of concretes (Fifth congress on big dams, Paris, 1955, Report 95, p. 5o3).
(2) Influence of the nature of cement on the frost-resistance (Fifth congress on
big dams, Paris, 1955, Report S7, p. 398).
(3) Preliminary laboratory-tests on the concrete of tiw dam in Mauvoisin, seen
under the angle of the influence of the fine elements, particularly of cement and some
properties of concrete (Fifth congress on big dams, Paris, 1955, Report 82, p. 365).
(') Results which have been submitted to the sub-commillee on concrete,
Vienna, 1956.
(z) Private communication.
5 - r 2014/04/14:
Declassified in Part- Sanitized Cop Ap?roved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
R.105 _ 9 _
*Puzzolan (austrian Trass) have shown deteriorating influence on the
frost-resistance. The reasons of the different behaviour of the cements,
specially of Portland-cements and Puzzolans, on the frost-resistance
of concrete, are until today still unknown.
A smaller investigation on the influence of
....
ct
a. cement;
..=
1.1.,
b. cement-dosing;
:7::
"i",
;:-.
c. age of the concrete at the beginning of the freezing;
::..)
d. Puzzolan;
::,.
e. admixtures having a plastifying and air-entraining effect,
on the frost-resistance of concrete, may be a contribution to these yet
unsolved problem. I f
CONCRETE.
The tests were carried out with concrete manufactured with clean,
washed, round aggregate with maximum-size of 3o mm diameter and
the following grain-composition :
Diameter
of the grain
Part
Diameter
of the grain
Part
( min ).
(
( mm ).
%
o-o.5
10
iS
1-8
8-15.
. iS
2- j ..... .....
. In
15-3o .
30
The manufacture of the concrete ensued by adding the components in
parts of weight in the concrete-mixer. The mixing-time was 2 minutes.
The aim was to obtain concretes having the same workability and this
was determined, on one side, by checking the time during which the
micro-concrete passed through a sieve with round holes of 1.5 mm,
using the mortar plasticity measuring apparatus E. D. F. (6) and on
the other side, the vibration-Lime of the loose concrete filled up in
cubes of 20 cm by means of a plunge-vibrator. The measured times
are registered in the colums of the following Table 1. The
specimen were prisms 12 X 12 X 36 crit, edgelength. The concrete
has been filled in the forms and rammed by hand. The results of the
fresh-concrete as well as the strengths of the hardened-concrete
after 28 days are contained in the following Table 1. The curing of
the specimen ensued in water at room-temperature.
(6) Onrn, BLOM:0EL and BERROD, Interdependence of the cement, the aggregate
and the air-entraining product on the frost-resistance of concrete (Fifth congress on
big dams, Paris, 1955, Report, 94, p. 499)
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R.105
?4
CEMENTS, PUZZOLAN.
Two Swiss Porthaid-cements were used for the in\ est igation, the
cement On being a revolvmrkiln-cement and the cement He a shaft-
kiln-cement. As third hinder, we used Cemento pozzokunco, an
ltaliaii Puzzolan-cement. which contains. according to the 'alumna-
tions of the factor, Puzzolan, "u Portland-cementchukers
and .; (:? Gypsum The chemical anal sis of the cements i.taN e the
following results .
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insoluble substance
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l'UZZOLAN.
R.105
The Puzzolan of the cement.? pozzolanieo which has been directly
ground together with PC-clinker to Puzzolan-cement is an Italian
material coming from South-Italy.
The Puzzolan which has been used during the manufacture of the
concrete, in the quantity of % of the cements (i. e. 75 % PC + 2) %
Puzzolan), was a Truss of Austrian origin.
ADMIXTURE TO THE CONCRETE.
The used concrete-admixture which is plastifying as well as air-
entraining, was Frioplast. This product has been used as admixture
for more than 40 big dams in order to obtain a better workability,
strengt hand frost-resistance of the concrete.
FROST-RESISTANCE.
The testing of the frost-resistance was carried out on prisms
12 X 12 x 36 cm (two specimen for each serie) the concrete of the
first serie being 28 days old and the concrete of the second scric 56 days
old when the freezing and thawing cycles started. The freezing
was earned out in a refrigerator at ? 25? C followed by thawing in
water of + 15 to + 20? C. The cycles of frost and thawing occured
continually after 5-5-14-5-5-14 h. The influence of the freezing and
thawing has been observed by determination of the E-Modul according
to the resonance-method (Apparatur H. Kottas, Vienna). The results
of the freezing and thawing cycles are shown in the following Table 2
and drawn graphically on pictures t-5.
The tests show that :
1. The cements of the same type, as for example, Portland-cements
as well as the cement-dosing have a great influence on the frost-
resistance of concrete. Whilst concrete P 200 with cement He already
shows after 30-io freezing-cycles a fall of the E-modul down to 5o %
(picture z, curve 1), the same concrete with the cement On shows
after So freezing thawing cycles only an unimportant fall of the
E-Modul (picture 3, curve 5). The age of the specimen influences as
well the frost-resistance of the concrete. The prisms which were 56 days
old when the frosting started, show however a better frost-resistance
than those which were 28 days old. The E-Modul curves of the 56 days
old tests, which were submitted to frost, are always drawn above
(stippled line) those of the E-Modul curves of the 28 days old tests
(drawn out line).
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?
50-Yr 2014/04/14: .
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331 91 1/2
357 91;
:410328 9024 1/2 43:818 7 928:1
1
:::1179241 8; 0 0 037 1 / 2 :198 93
:169 96 1/2
380 96
4116 91
106 91
:173 0.1
383 91
331 9..
391 t14
137 99
397 9.,
371 96 1 2
384 97
4111 9;1
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E-Innatit
after nit mber of the frost eyries.
10 :,0 to 70
t
312 33
311 79
342 96 1,2
360 92 1/2
117 93
323 83
370 96 1/2
317 841/2
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374 92 1'2
378 92
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394 93
442 1,10
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381 97
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380 92 1 2
359 911 1;2
391 93
442 100
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367 96
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370 90 1/2 369 96 1/2
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364 9G
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378 96 419 99
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387 93 1/2
412 93
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422 07 420 98 422 07 421 97 _- _-
so
(t/. 110). IV.
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Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14 ? CIA RDP81 010411Rnn-47nni9nnnl
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R.105
?8-
2. The admixture of 95 % Puzzolan (Trass) has a catastrophic
influence in connection with PC Ile, as the E-Moduls with P 200 as
well as with P 250 are already falling down to 5o % after I o freezing-
cycles (figure 9). The frost-resistance of PC On with admixture of
Trass has also been decreased but to a much smaller degree than
with PC He (figure 4). The double hardening time before the frost-
100
30
SO
30
h 30
10
o
30 40 50 60 70 SO 10
100
60
70
N.12
60
SO
30
20
10
0 10
CYCLES OF FREED N 11 AND THAWING
20
30 40 50 SO 70 50 10 103
Fig. t.
Frost-resistance of concrete with portland-cement Ile.
without admixture,
with Frioplast,
without admixture,
with Frioplast,
Cement-content zoo kg /m8.
Frost beginning
D
D D
Nr.56
Mar.
tO 20 30 40 SO 60 70 50
90 103
CYCLES OF FREEZING
after 28 days No. 1 and 11.
O 28 ? 2 ? 12.
? 56 . ia ? 11.
? 56 ? 2a ? 12a
Cement-content 250 kg/m3.
0140 THAWING
Fig. 2
Frost-resistance of concrete with portland-cement Ile
and 25 % puzzolan (truss).
+ without admixture, Frost beginning after 28 days No. 3 and 13.
O with Frioplast, ? 9 0 28 D 4 ? 14.
? without admixture, ? ? ? 56 ? 3 a ? 13 a.
O with Frioplast, ? ? D 56 ? 4 a ? 14 a.
Cement-content zoo kg/n.3 (25 % Trass). Cement-content 250 kg /m3 (25 % Trass).
?9? R.105
beginning, 56 days instead of A8 days, has not a better influence.
The better frost-resistance of the Portland-cement On compared with
the Po?Lland-cement Ile, also appears in connection with Puzzolan.
The co Lcrete with Puzzolan-cement 1{n shows a comparatively good
frost-resistance (fig. 5).
In using a Puzzolan-malerial, the frost-resistance of concrete can,
10
60
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EGO
so
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30
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10
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0 10 70 30 40 SO 60 70 60 TO WO
with Frioplast, ?
without admixture, u?
o with Frioplast.
Cement-content mo hns.
110
1111
30
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WIN
10
20
30
40
SO
50
CYCLES OF FREEING ARO worm
Fig. 3.
Frost-resistance of concrete with portland-cement On.
70
without admixture, Frost beginning after 28 days No. 5
I t j_t
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5-40
20
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10
I I
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30
40 50 60 70 90 90 103
80
10
100
and 15.
D 28 0 6 ? 16.
? 56 ? 5 a ? 15a.
? 56 Ga ? 16 a.
Cement-content 250 kg /in'.
WIG
L..-/50114,
11/17
0 10
20 30 60
$o
60 TO
.3
90 100
CYCLES OF FREED11 0 AND THAWING
Fig. 4.
Frost-resistance of concrete with portiand-cement On.
and 25 ci';? puzzolan (truss).
+ without admixture, Frost beginning after 28 days No. 7 and 17.
O with Frioplast, ?1 28 0 8 ? 18.
-1- without admixture, ? ? ? 56 7 a ? 17 a.
O with Frioplast, ? ? ? 56 ? 8 a D 18 a.
Cement-content 200 kg/m3 (25 % Truss). Cement-content 250 kg /m3 (25 % Truss).
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R.105 ? 10 ?
in connection with a cement which is less resistant against frost, even
with higher cement-dosings, become worse to an important degree
As with the Italien Puzzolan-cement a good frost-resistance is
obtained, one can conclude that this is due to the mixing of Puzzolan
to a P. C. with good frost-resistance and that the used Puzzolan does
not affect, the frost-resistance as much as Trass.
One must admit, that the influence of PUZZOlitll on the frost-resis-
tance of concrete can also vary according to the composition and origin
of the Puzzolan. The cause of the important decreased frost-resistance
of a Puzzolan of determined composition and origin added to PC, can
only be shown by extended tests with Puzzolans of different origin.
(Such an investigation is in course.)
90
10
60
550
40
10
Eiradfral
inimis
Nummum
imumum
N ummum
aummummum
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0 10 20 10 40 50
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30
20
10
0 10 10 30 AO SO 60 70 OD 90 103
CYCLES OF FREEZING AND THAWING
Fig. 5.
Frost-resistance of concrete with puzzolan-cement Rn.
1- without admixture, Frost beginning after 28 days No. 9 and 19.
O with Frioplast, . . l? 28 0 10 0 20.
+ without admixture, . . . 5b . 9 a . 19 a
O with Frioplast, . . 56 . 10 a . 20 a
Cement-content 200 kg /ins. Cement-content 25o kg /ms
It is astonishing how the low frost-resistance of concrete with Trass-
addition can be improved by using Frioplast, a plastifying and air-
entraining concrete-admixture. The frost-resistance of the con-
crete P 200 with addition of Frioplast, is even better than the frost-
resistance of the concrete P 200 without Trass. The bad influence on
the freezing-resistance of Puzzolan can be supressed in using the admix-
ture AE, Frioplast (figure 2).
3. The age of the concrete at the beginning of the freezing (28 or
56 days) has not a great influence on the frost-resistance of the concrete
as well as on the concrete where Puzzolan has been used.
4. The insufficient frost-resistance of concrete with non frost-resis-
ting cements or mixtures with Puzzolan can be completely improved
through the air-entraining product Frioplast.
? 11 ? R.105
SUMMARY.
The cements and Puzzolans obtainable on the market, influence in
different ways the frost-resistance of concrete. A bad frost-resistance
of a cement, especially as the consequence of a Puzzolan-mixture, call
be entirely improved by using the AE product Frioplast.
Rtsumt.
Les ciments ainsi (pie les pozzolans in fluencenl In r6sislance au gel
du bOon de diff6rentes facons. Cue mauvaise r6sistance no gel caus6e
aussi hien par un eminent, en particulier a la suite de l'addition de
pozzolan au nuflange, petit etre 61iminee par l'emploi du produit AE,
Frioplast.
Extrait CIU Sirieme Congres des GI:ands Barrages.
New York, 1958.
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PARIS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIENIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 106
QUESTION N? 21
H. JUILLARD
(SUISSE)
tPREUVE
Reproduction interdite
OBSERVATIONS DES CONTRAINTES ET DEFORMATIONS
DANS LES BARRAGES,
LEURS FONDATIONS ET LEURS APPUIS (*).
HENRI JUILLARD,
Ingenieur-Conseil, Berne.
Congres nines congres, la question du contrOle des contraintes recites
des grands barrages en service resle a l'ordre du jour. Le but poursuivi
? le dimensionnemeni de nouveaux barrages, sur la base de donnees
de plus en plus precises ? exige, en effet, le rassemblement d'une
quantild considerable de resultals d'experiences et d'observations.
Le probleme de la determination des contrainles subies par un barrage
el scs appuis, presenle de Lres grosses difficultes, si Pon escomple obtenir
des resultats suffisamment precis pour qu'ils puissent servir de test,
qui aient in memo valour quo les essais qu'on fail subir a un pont ou
un attire ouvrage important du genie civil, dont on \Tut determiner
la securite effective.
Ces difficulles ressorlent de trois domaines principaux, la statique,
les instruments d'obscrvaLion et la technologic des materiaux, sans
compler la somme de travaux delimits ei desinieresses quo nCcessitent
de idles recherches.
(*) Observation of stresses and deformations in darns and in their foundations
and abutments.
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R.106 ? 2 ---
Le present rapport relate, en premier lieu, les resultals d'obser-
vations effeetudes au barrage de l'Oberaar, dont In construction, terminee
en 1953, avail ete decrite dans le Rapport no 55 (Bilan economigtze et
securild des barrages en beton) dtabli pour le cinquieme Congres des
Grands Barrages. Les considerations, qui y soul jointes, torment la
suite des etudes plus generates, relates dans le Rapport no 56 (Tasse-
meal des barrages da a la compressibilite du ('?n on de la fondalion),
egalement presenle au cinquieme Congres des Grands Barrages.
Le barrage de l'Oberaar est du type gravile. Le but du contrOle
de sa deformation propre et de cello de ses fondations n'etait, par conse-
quent, pas de verifier le calcul slatique des contraintes. II en emit
d'autant plus lenlani cl'utiliser les resultats des observations tres
preeises, qui out ete effeetudes a l'Oberaar, pour analyser les defor-
mations effectives d'un barrage, dans le cas de conditions statiques
rclativement simples, en thus cas bien delerminees. Le fail qu'un barrage
gravile no pose pas de problemes hyperstatiques no diminue en rien
l'interet general que petit presenter la recherche de ses deformations.
Au contraire, toutes les deductions relatives au comportement du beton
du barrage et de In roche des appuis qu'on pourra en tirer n'en seront
quo plus precises et auront d'autant plus de poids.
Lorsque les proprietes lechnologiques du beton el de la roche d'appui
d'un barrage hyperstalique soul hien connues, it est toujours interes-
sant de contrOler, par des mesures de deformations, si le calcul a bien
term compte de in complexile du probleme statique. Mais celte compa-
raison no saurail avoir en merne temps pour objet d'olucider les bases
memos sur lesquelles le calcul statique doll. reposer. On no petit, en effet,
vouloir simultanoment resoudre autani d'inconnues.
MESURES EFFEGTU8ES AU BARRAGE DE L'OBERAAR.
Le but primordial des observations est do permettre de suivre et,
eventuellement, d'elucider les causes de deformations progressives
quo pourrail subir, avec lc temps, le barrage de l'Oberaar ou ses fon-
dations.
A cot effet, il est fail usage de pendules, installes dans six des 28 joints
de construction transversaux du mur. It est procedo, en outre, A des
mesures de longueur sur une distance de 32o in le long d'une berme
horizontale du parement aval a la cote 7 281 m, soil 72 m au-dessous
du niveau maximum de la ramie (2 3o3,00
Les deformations non elastiques constalees sur divers barrages,
apres leur premiere mise en charge, sont, dans In plupart des ens, prin-
cipalement le fait de In roche des appuis. II elait done interessant
d'essayer de determiner, le plus exactement possible, la deformation
de la fondation d'un barrage suivant sa coupe transversale. Le barrage
de l'Oberaar se pretait tres bien a une telle recherche, grace A ses joints
de construction ouverts qui sont accessibles jusqu'aux fondations et
jusqu'a une distance de in du parement. amont.
Declassified in Part - sanitized Cop A
or Release
?
?3-- R.106
A eel effet, on a choisi le joint 5, qui West pas to plus profond, mais
permettait, par un nivellement de precision, le raccordement des mesures
effectudes it fiat:Timm du barrage a des points Minds A tine distance
de 35o in du pied de l'ouvrage. Les observations dans le joint en question
servent a determiner les deformations suivant one coupe horizonl ale,
directement au-dessus de In fondation. De plus, un second dispositif
de znesure parallele an premier, mais situC 27,5o m plus haul, permet.
Fig
Barrage de l'Oberaar : Plan at coupe.
Deplaceinents borizontaux entre le juilleL i95/ et le 3o septembre 1957.
Oberaar dam ? plan and section.
Horizontal displacements July 14, 1954-September 3o, 1957.
de comparer les deformations a ces deux elages et d'en deduire le
comportement du bloc intermediaire.
EOM, pour coordonner les observations failes par les pendules avec
les mesures de longueur et suivre le deplacement d'un point. par Cle-
ment de barrage entre les joints transversaux, distants de iS ni, il a
Old realise une triangulation, completee par des mesures d'alignement
le long des axes de visee principaux.
Le disposiLif de ces diverses mesures ressort sans autre des figures 1, 2, 3
el 4. Ajoutons seulement au sujeL de la figure 4 quo la galcrie tie recon-
naissance de la roche du flanc gauche est situee a In cote 2 242, paral-
lelement an parement amoni du barrage, A 2o in A l'aval de cc dernier.
R. 106.
50-Yr 2014/04/14 _ _
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
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37 35 33 31 29 27 25 23 21 19 T7...-15
46.00M
L'occasion de pouvoir effecluer des mesures de deformation direc-
tement sous le barrage presentait un interat particulier.
Sur loute l'assise du barrage, le sol de fondation est conslitue par
des schistes m6.larnorphosds, dont In direction est. presque parallele
- - 3 7.1954-109.1954
- 37 1954- 1.61955
---161955-5102555
- -I 61955-15 61956
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Fig. 2.
Oberaar. Joint 5. Fondation = Foundation.
(A) Daplacements verticaux = Vertical movements.
(A') Variations sur 1.732 in de hauteur -= Variations on 1.732 in height.
(B) Deplacements horizontaux = Horizontal movements.
(P) Pendule = Pendulum
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B !
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1 1
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Oberaar. Joint 5. Cole 2 252,5 m -= El.
(A) Ditplacements verticaux = Vertical movements
(A') Variations sur 1,732 m de hauteur = Variations on
(B) Deplacements horizontaux = Horizontal movements.
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14 ? CIA RD 1
R.106
Declassified in Part- Sanitized Cop Ap?roved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
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R.111
? 6 ?
the settlement equal to 36 was in the ground below this upper la er.
In design the power house settlement was calculated by the method
of summary layer settlement, taking into account two stress components.
Settlement was calculated for three sections : 2, 5 and 9.
The stress in the foundation was determined on the basis of existing
methods by the theory of plasticity for the compressible layer of
unlimited depth, taking into account that it was isotropic.
Fig. 3.
Diagram of layer settlement in section base of the power house :
(a) Section 3 : 1 for 13 1/2 months; .2. for IS 1/2 months; 3. for 3o months;
4. for 39 months.
(b) Section S ? 1. for 16 months; 2. for months, 3. for 32 months; 4. for ;o months.
S, settlement in centimeters; If, depth from the toe of the section.
Settlement within the swelling zone was calculated taking into
account design stress, but not considering the natural loads, caused
by excavation. In the rest of the compressible zone below the swelling
zone settlement was calculated according to the stresses taking into
account the natural load.
It was considered that due to the excavation of the pit the soil below
its bottom swelled to a depth of 3o.o m.
The ground compressive zone was taken equal to approximately 120 in,
as an average.
The modulus of deformation was determined on the basis of compres-
sion tests of soil samples.
The calculation showed that the average final settlement will be
equal to approximately 43 cm for the 2nd section, 46 cm for the 5th
and 55 cm for the 9th section. Settlement at the end of construction
period was equal to 32, 35 and 4i cm or 75 % of the total settlement,
respectively.
The downstream inclination of sections was determined for the 2nd
and 5t11 ones and upstream for the section 9.
The comparison of observed section settlement of the hydroelectric
power house with the forecasted ones has shown that the actual
? 7 ?
R.111
settlement at the end of construction work was considerably lower than
the assumed value. The dimensions of the compressed depth and the
distribution of settlement in layers, which were taken for the calcula-
tion, differed greatly from the observed ones.
The comparison of observed settlement with the design values has
proved the imperfection of the used methods of forecast, and allowed
to outline ways of eliminating this discrepancy. In calculations the
settlement value depends upon many factors, but it is determined mainly
by the soil deformation modulus and the thickness of compressed
ground depth.
The determination of the modulus of deformation due to the fact
that it is necessary to find it for the soil serving as the foundation at
great depths is done mainly on the basis of laboratory tests of soil
samples taken by boring. The deterrilination of the modulus of defor-
mation by means of stamps in field conditions is used in those cases
when the foundation is at a small depth, I. e. while erecting buildings.
The modulus of deformation is determined in the laboratory either in
compression units or on a slabilometer.
Tests carried in compression units are made mainly in field labo-
ratories and may be executed in large amounts. These data are mainly
used for the calculation of settlement of hydraulic structures. The
tests on stabilometers are usually made in the laboratories of scien-
titic-research organisations and the number of these tests is limited.
It is known that the modulus of deformation determined by stamps
and on the stabilomeler is higher than the modulus determined in
compression units and, therefore, the settlement determined with the
use of the latter modulus will always be larger.
IL is necessary to improve the test methods of soil in compression
units, the main defect of which is the presence of very small gaps and
irregularities appeared when the sample was placed in the unit, thus
exaggerating the compressibility of the soil.
The mentioned results of observation of ground settlement by layers
of the hydroelectric station power house have shown that practically the
compressive layer is in a lower range than that taken for calculations.
Even more complicated is the question of determination of the
foundation swelling depth in connection with excavation of earth from
the pit and taking this fact into account during calculations, espe-
cially in the course of time. The observations made on foundation
swelling and raising of the pit bottom are insufficient for making any
conclusions.
Besides the preliminary forecast of settlement and inclination of
structures, done as a rule during design, it is necessary to make an
even more precise forecast on the value of the final inclination of sections
of hydroelectric power houses during construction period in order to
find the angle at which it will be required to install the axles of vertical
power units. It is considered that operation conditions require that
after settlement stabilisation the deviation of the power unit. axle from
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the vertical plane must not exceed o.3 mm per linear metre of foun-
dation width. An even more precise forecast may be made only by
constant observations and study of the section inclination during cons-
truction work.
This forecast may be done by the usual design methods, where the
soil deformation modulus and its change during construction period is
determined by actual observations of settlement amount. In these
calculations the great importance has the character of distribution of
filtration pressure in the ground, which is also taken into account when
calculating according to actual observations.
CONCLUSIONS.
The accumulation of observation results of the settlement of erected
structures and their comparison with calculated values allows to find
the correct basis for improving the methods of forecast of settlement.
The comparison of the observed amounts of dam settlement and
hydroelectric station power houses with the design settlement shows
that the observed settlement is usually smaller than the design values.
The causes of this discrepancy are explained by the fact that for
calculations smaller values of the modulus of deformation are used,
determined in compression unit, while the compressible depth is fre-
quently exaggerated.
It is necessary to improve the methods of soil compression test.
It is also necessary widely to systematize the observations of struc-
ture deformation both during construction and operation.
LITERATURE.
1. K. E. YEGOROV, Methods of calculation of final ground settlement
(Transactions of Scientific-Research Institute of the Ministry of
Machine-Building, No. 13, 194).
2. A. A. NIcmponovrrcn, Forecast of settlement of concrete hydraulic
structures on various ground (Gidrotekhnicheskoye stroitelstvo,
No. 5, 1955).
SUMMARY.
At many hydro projects being built in the U. S. S. R. observations
are made of structure settlement.
The accumulated observation data of settlement allows to find more
correct basis for improving the methods of predicted settlement.
The comparison of the observed amounts of settlement of dams and
power stations erected on soft soil with the settlement received according
?9-- R.111
to forecast shows that the latter are usually higher than the observed
values.
Thus, for instance, the settlement of sections of a spillway dam was
measured and found equal to to- m5 cm.
Calculations have shown that the probable final settlement may
reach 2o-24 cm.
Observations of the section settlement of a hydroelectric power
house have shown that settlement at the end of construction rea-
ched 12-15 cm.
Its forecast value was equal to 3o-4o cm.
The difference between the observed and forecast settlement showed
the imperfection of calculation methods. In calculations the settle-
ment value depends upon many factors, but it is determined mainly
by the soil deformation modulus and its compressible thickness. There-
fore, the cause of the mentioned lack of coincidence is connected,
primarily, with the shortcomings when determining these values.
The modulus of deformation, in connection with the necessity of
determining it for the ground below the structure at a great depth is
determined mainly on the basis of laboratory tests of samples taken
during boring. In laboratories, usually of the field type, the modulus
of deformation is determined by compression curves received in compres-
sion unit.
At the same time it is known that the modulus of deformation
received when determined by stamps or on stabilometer is higher than
when determined in compression units.
It is necessary to improve the methods of soil testing in compression
units.
The mentioned observations of ground settlement in layers below
the foundation of the hydroelectric station have shown that the depth
of the compressible zone was practically smaller than the width of
the foundation. This also shows that the value taken for calculation
as the compressible thickness is usually exaggerated.
?
REsuivIt.
Sur plusieurs ouvrages hydrauliques de l'U. R. S. S. qui sont en
cours de construction, on observe les tassements et les deformations
verticales du sol de fondation.
Les donnees obtenues par les observations des Lassements permettent
de trouver tine base plus exacte pour perfectionner la methode de la
prevision des tassements.
La comparaison des tassements observes sur les barrages et les
usines hydroolectriques, eriges sur fondation non rocheuse, et des
tassements etablis d'apres prevision, montre que ces derniers sont,
en general, plus Cleves que les tassements observes.
Par exemple, on a trouve, apres les avoir inesures, que les tassements
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PP
df
ease ? 5 - r 014/04/14 : CIA-R flA`21Dr?rv,"1 Aeses?-?,..
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R.111. -- 10 --
des sections d'un barrage-deversoir out die de l'ordre de o-15 cm.
D'apres le calcul, le tassement final probable pouvail alteindre 90-24 cm.
Les observations des tassements des sections de l'usine hydrodlec-
trique out montre qu'a la fin de la periode de construction le tassement
avait atteint 12-15 cm. D'apres In prevision le tassement devait
alteindre 30-40 cm.
La divergence entre les tassements observes et ceux prevus pour
les calculs temoigne de l'imperfection des mothodes de calcul. Aux
calculs la valeur du tassement Sc determine particulierement par le
module de deformation du sol de fondation et par l'Opaisseur d'une
couche compressible. Done, la cause de la divergence ci-dessus soulignee
consiste principalement en la definition insuffisante dc ces facteurs.
Le module de deformation pour les sols A grande profondeur se deter-
mine d'apres des essais sur echantillons proleves pendant le forage.
Dans les laboratoires, on determine le module de deformation d'apres
les courbes de compression enregistrees par l'appareil de compression.
De meme, on salt que les modules de deformation deflnis a l'aide
d'echantillons ou dans le stabilometre sont plus Cleves que ceux oblenus
A l'appareil de compression.
11 en resulte gull est necessaire de perfectionner la meLhode des
essais A l'appareil de compression.
Les observations faites sur le tassement des couches sous in fondalion
de la station hydroolectrique oat clemontre que l'epaisseur de la zone
compressible etait pratiquement plus petite que la largeur de la fonda-
tion ; ceci prouve que dans les calculs la valeur de la zone compressible
est ordinairement exageree.
Extrait du Sixieme Congas des Grands Barrages
New York, 195S.
PARIS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-5S
Imprime en France.
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?
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
SIXIENIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 112
QUESTION N? 20
A. Z. BASSEV1TCH
(U. S. S. R.)
EPREUVE
Reproduction interdito
STRESS REDISTRIBUTION IN THE BUILDING
AND IN HEIGHTENING OF CONCRETE DAMS M.
A. Z. BASSEVITCH,
Professor.
Artificial redistribution of stresses in darns and retaining walls is
necessitated by the conditions of securing their stability and elhni-
nating tensile stresses at minimum expenses. Hightening of dams
and other hydraulic structures may be necessary under different circum-
stances and, in particular, by growing consumption of electrical power
or by considerations of economy, when financial limitations make it
rational to begin with building the structure only to one part or its
final height. Also many other circumstances may in certain cases
justify the building of hydraulic pressure structures in successive stages.
In such conditions the character of the engineering solutions involved
for heightening the structure depends considerably on the question
whether provisions for the possibility of future increase of height were
made in due time in the initial design of the structure.
Out of the methods of strenghtening and heightening, that have been
studied or practically used in the past, attention should be given to
the method of placing additional concrete slabs, resting against the
(*) La redistribution des contraintes dans la construction et la surelevation des
barrages en beton.
50-Yr 2014/04/14 nIA_RmDszi
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R.112
? 2 ?
upstream or dbwnstream face of the structure and increasing the cross
section and the height thereof. As in the former case, i. e., when
concrete slabs are placed on the upstream face, the emptying of the
water storage is unavoidable, preference in the majority of cases is,
naturally, given to the placing of additional concrete slabs on the
downstream face of the structure.
From the point of view of stress distribution in the foundation very
important are the presence or absence on the downstream of a specially
foreseen in advance extension of the lower part of the profile, which
should be regarded as favorable for the increased uniformity of stress
transference to the foundation.
It is well known, that such an extension has been made in the
O'Shaughness dam, io5 m high, built in 1923 and increased by 26 in
in height in 1936. The same was also carried out on the Grand Coolee
dam. However, in the vast majority of cases the heightening of the
structure has to be carried out in conditions when no special measures
have been foreseen in advance, as in Asswan, Mundaring, Mullardoch,
Steenbras (first heightening in 1927) and other dams.
Nowadays in bonding concrete on the downstream side special
measures are taken for eliminating the unfavorable temperature
? shrinkage influences, as a result of forces, developed on the contact
of the old and the newly placed concrete.
In the most recent hydraulic engineering practice for the strengthening
of dams in the course of their heightening or of their repairs prestressed
steel rods or cables, anchored in the foundation and strained by means
of hydraulic jacks, as well as the creating thereby of an artificial thrust
between certain parts of the structures or between their bases and the
foundation are preferably and widely used.
This brief paper analyses the field of application of some of the
well known methods of increasing the height of hydraulic structures,
also certain other proposals are discussed, directed to the same aim.
First of all it should be slated, that in many cases of posterior
increasing of structures in height, favorable technical and economical
results may be secured by the method of using prestressed anchors,
located near the upstream face of the structure and keyed in its crest
and foundation. The major virtue of that method lies in the possi-
bility to get through without expensive work, connected with the
widening of the structure's profile, since the required stability of the
structure and the elimination of tensile stresses are secured by the
strain, created in the anchbr (R.1).
It is known, that the earliest application of the above method for the
reparation and increasing in height of existing dams was made by
A. Coyne in France and in her dominions, and later in Sweden, India
and in South Africa. In recent times the prestressed anchored rods
are used in Scotland, Brazil and in Tunisia.
The economical efficiency of the method is still increased, if special
shafts for the posterior placing of anchors have been foreseen in the
darn body, in which case the necessity of boring in the body is elimi-
? 3 ? R.112
lulled. In this respect may be mentioned such constructions as :
the Girotte buttress dam (France), the Avon dam (Great Britain)
and the Ben-Metir dam (Tunisia).
In the U. S. S. R. prestressed reinforced concrete structures have
been built since 1959; at present a number of large hydraulic structures
on the greatest rivers are built with prestressing of the concrete, the
characteristic feature whereof is that stressed condition in them is
created at one time on a considerable space without the aid of jacks
by means of strained reinforcement of up to 5o mm dia.
A brief description of the construction methods as well as of some
instances of accomplished structures is contained in the author's report,
submitted to the Fifth Congress on large Dams under the title :
Hydraulic structures with prestressed concrete, Paris, 1955 (R.2).
The posterior heightening of, dams in the case of the use of strained
rods is usually carried out by means of building a superstructure of the
height Ah, through which the action of the anchor is transferred to the
structure.
In some theoretical solutions the common practice is to assume that
the position of the strained anchor coincides with the plane of the
upstream face of the structure, which is not always true, especially
in the cases of heightening of the structure. In these cases the analysis
of the stress conditions may be made with a higher degree of accuracy
on the basis of the general solutions given by B. G. Galerkin for the
trapezoidal profile (R.3).
Assuming, that the existing structure has a trapezoidal profile with
vertical upstream face, and that the weight of the newly placed part
and the force, developed in the anchors both applied at the top level
of the structure, can be substituted by a vertical resultant T and by a
moment Mo = T. b., it is possible to express the law of stress distri-
bution normal to horizontal surfaces in the form
)1' S .r2
= , I:: sill vt,4 A ,111-
? ,r2 y2 y2 (
T b 1.1.2( '3 y2?tg: x-2) _4.. JIV( ):1
(x
(x2? )2 1? 2-4- y2 p
or, assuming y = x tg 0, where 0 is the angle between the straight line,
drawn to the point in question, and the vertical,
\.,.= 2T { .11 - ill2 101
, )
In these formulae the first parts express the influence of the force T,
acting along the upstream face of the profile, whilst the second parts
account for the moment, arising from the displacement of the force T
to a distance I) from the upstream face.
On the graphs of figures i and 2 a family of curves is presented for
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different values
the stresses X.?
different values
variable values
of the angle , which gives the possibility to determine
in the body of a structure with trapezoidal profile at
for the angle p of incline of the downstream face by
of the angle 0.
r'
,,!,111
21 27 33 39 45 51 57 60 pg
Fig. I.
Determination of stresses in a structure of trapezoidal profile
with vertical upstream face, due to force T, acting along the face.
Determination des contraintes dans un ouvrage profit trapezoidal
a parement amont vertical,
dues a la force T, agissant le long de cc parement.
In order to determine the stresses X. on the graph (fig. 1) a vertical
line should be drawn, corresponding to the given angle p, intersecting
the curves, and on the basis of the points of intersection the values
of X. : ? are found on the ordinate axis, which values are to be multi-
? 5 ?
R.112
plied by ? . In the same way we determine on the graph (fig. 2) the
I)
values X, : '?(1), which are to be multiplied by ? The total normal
.r2
stresses for an anchor, displaced parallel to the upstream face, will be
' equal to the sum of the values, determined from both the graphs.
7'6
rx?
100
90 r'
80
70
60
50
40
30
20
10
0
10
20
30
40
SO
60
70
21 27 .73 39 45 St 57 60
-ix p
Fig. 2.
Determination of stresses in a structure of trapezoidal profile
with vertical upstream face,
due to force T acting at the distance IP from this face.
Determination des contraintes dans on ouvrage au profit trapezoidal
parement anion, vertical,
dues a to force T, agissant a one distance I) de cc parement.
For the case of the building of dams to their full height without
accounting for future heightening as well as for the case, when future
heightening is accounted for, structures with local gaps in the foundation
are of special interest.
In many cases the admission of such gaps may give a more economical
B. 112.
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R.112 6 ?
solution than the type of dam with continuous foundation, this is
certified by the experience of the WillModer dam (Austria).
For the regulation of the values and distribution of the normal
compression stresses in the foundation it is not necessary to make
high gaps; low gaps in the form of slots may be sufficient, passing along
the structure as longitudinal galleries located in the middle part of '
the structure's base at the contact with the foundation. The floor of
3
Fig. 3.
Schematic representation of a prestressed structure with a slot at the base.
(1) Slot.
(2) Cables
(3) Permeable floor.
Schema d'un ouvrage preconlrainl avec decoupage a la base.
(1) Decoupage.
(2) Tiranls precontraints
(3) 'l'apis permeable
such galleries is formed by a plane slab or by a reverse vault with
drainage holes. The thickness of these elements must ensure the
sufficient pliability thereof. In some cases it may be possible to sepa-
rate the gallery from its walls by means of joints (fig. 3). It follows
from the above that such galleries are provided not only for the elimi-
nation of the uplift pressure or for the economy of the corresponding
volume of concrete, but for the stress redistribution in the foundation
by relieving the middle zone of the width of the foundation from the
corresponding stresses and by more concentrated transference of the
stresses to the base of its sides. Therewith a higher degree of defi-
nition is attained in the character of the stress curve on the foundation,
?7? R.112
arising as well from the action of external forces as from the difference
in the volume variations of concrete in the external and internal zones
of the structure.
By locating the said slots in the middle zone of the structure's base,
we slightly reduce the moment of inertia of the foundation area, whilst
at the same time we reduce in a much higher degree the effective area
of the foundation, which increases the normal compressive stresses on
the remaining part of the foundation width and secures a more favorable
stress distribution.
For the determination of the magnitude of stresses and of the character
of their distribution in the structure's base, weakened by a local slot,
as well as in the region, adjacent to the slot, it is reasonable to use the
solutions of the contact problem in theory of elasticity as well as
physical experimental investigation methods. An approximative notion
of the distribution of normal stresses in the structure's base may be
obtained from the dependences given below, whose degree of accuracy
increases with the increase of the interrelation of the moduli of elas-
ticity of the foundation and of the concrete.
In the case when a structure of a triangular profile with the
width ? !;:h the slot in the foundation is placed symmetrically to its
neutral axis, then in the case of the total width of the slot, equal
to n'ih, and the water storage filled the boundary stresses should be
equal
= h
??
?
- - I I - ft I
.t
-
?>"
? It 2 I
(1
( - )
? ) ( )1 I it
where the denotations remain the same as before and cc is the uplift
coefficient.
In analysing this dependence it is easy to find out, that the
intensity of stresses on the rest of the foundation area is considerably
higher than in a dam without slot in the foundation, in which latter
case the stresses are
7. =
? ?II ? Ill
- - I - /I /I t 11 ?
?
IL must be noted, that the intensity of the normal stresses and the
degree of uniformity of their distribution on the contact surfaces depend
in a high degree from the location of the slot with regard to the width
of the foundation base. When the slot is displaced to a considerable
distance from the centre of the foundation tensile stresses may arise
in the boundary zones. It is reasonable therefore to locate the slots
only within the limits of a certain zone of the foundation width. These
limits can be easily found by calculation or by experimental study.
In considering the problem of heightening an existing structure,
having no slots in the base and secure in regard to stability against
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shear, the increase of the normal stresses may be attained by means
of a supplementary relieving gallery in the foundation. Such a gallery
may be located as it was mentioned above, either direct in the foun-
dation or in some height. above it and may be driven by the ordinary
methods, used in the mining industry.
Schematic representation
Fig. 4.
of an achored structure with a
slot at the base.
(1) Slot.
(2) Cables.
(3) Normal stresses with reservoir full.
Schema d'un ouvrage ancre avec decoupage a la base
(1) Decoupage.
(2) Tiranls precoldraints.
(3) Efforts normaux, reservoir plein.
In practical conditions the problem of accomplishing these measures
may obtain a positive solution in the case of a good condition of the
concrete or masonry of the structure's body, as well as of a stable
foundation and of the possibility of removing the percolation water.
The work of accomplishing the relieving galleries may be carried out
from the side of the downstream face of the structure or use may be
made of the existing inspection gallery near the foundation by enlarging
?9? R.112
it to the full profile of the relieving gallery or by using it as a parallel
operative tunnel.
In view of the prevailing influence of normal forces in the presence
of local slots in the structure's base, as it follows from the above cited
expressions, the use of slots may be successfully combined also with
the use of other methods of strengthening the structure, increasing
their efficiency. To these latter methods belong the prestressed
anchoring of the structure and the placing of additional concrete slabs
on the structure's downstream face.
If in heightening of the structure by a small magnitude the stability
against shear proves to be sufficient and the compression stress concen-
tration in the presence of slots answers the requirements, it may prove
necessary to make a prestressed cable, passing only in the height of
the structure, as shown on figure 3. In this case the significance of
the strained rod is reduced only to the redistribution of stresses in the
body of the structure.
If it is necessary to increase the structure's stability and to improve
the charactef of the distribution of normal stresses, it may prove
reasonable to anchor the lower end of the rod in the foundation (fig. 4).
The additional compression stresses in the foundation, arising from
the action of the strained rod, may be expressed in the form
s =
II' 2
:i/L(1? el)= Filit(1?
where all denominations are preserved as before.
Simple expressions may be obtained in the same way for the case
when a structure, provided with slots in its lower part, is to be streng-
thened by means of additional concrete layers on the downstream face
(fig. 5).
If, in particular, the structure is heightened by a magnitude whilst
the centre of gravity of the added layer is lying on the same vertical
as the upstream boundary of the dam's middle part for a foundation
without slots, the stresses from the additional weight of concrete in a
structure with slots in the base will be equal to.
= I
h. t_ _ ? I ?
Thus the longitudinal relieving galleries in the foundation, combined
with prestressed reinforcement of the upstream face or with prestressed
anchoring of the structure into the foundation, as well as with placing
on the downstream face strenghtening concrete layers may in a number
of cases of heightening of dams give efficient solution with regard to
technical and economical factors.
In some cases of heightening of dams and retaining walls balancing
massives eccentrically fixed to steel rods may be used. In buttress
dams these balancing massives may be located between the buttresses.
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R.112 -- 10
If big hollows of considerable dimensions are incorporated in other
structures of the same type, they may also be used for placing of the
balancing massives (fig. 6). For massive structures the balancers may
be placed in level with the crest of the structure (R .4).
seriously complicating the application of prestressed reinforcement or
in making it disadvantageous.
If in the process of building a structure of considerable height the
possibility of future heightening may be foreseen, it is rational to
increase in advance the compression stresses in the zone, adjacent to
"shr 41,7
Fig. 5.
Schematic representation of heightening of a structure with the slot at the
base by means of a concrete slab resting against the downstream face of the
structure.
(1) Slot.
(2) Concrete salb.
(3) Normal stresses with reservoir full
Schema (fan ourrage. sureleve par couches de beton le long du parement oval,
avec decoupage a la base
11) Decoupage.
(2) Dalle de beton.
(3--i) Efforts normaux, reservoir plein.
We are of the opinion, that the above discussed methods of heightening
or strengthening of existing structures, including those with slots in
the foundation, may be regarded as sufficiently effective for structures
of moderate height. With increasing height of structures and increasing
of the stresses in the anchors the difficulties are growing in accomplishing
the large anchoring rods, in distributing them within the structure
bodies and in fixing them in the foundations, which may result in
Fig. G.
Heightening of a structure using balance-massives.
(1) Hollows in the structure.
(2) Balance-massives.
(3-4) Cables.
Schema de surelevation d'un ouvrage avec emploi de tnassils-balanciers.
(1) Poutre de couronnement surelevee
(2) Balancier.
(3-4) Tirants.
the upstream face of the structure, as well as on its contact with the
foundation.
Along with local slots, other measures may be used for the redistri-
bution of stresses. For instance, in the U. S. S. R. in the design of a
high dam (variant with incorporated engine room of the power house)
it was planned to locate in the upper part of the dam cavities, into
which water and cement mortar should be pumped. This would
allow, during the construction period, to create a thrust between sepa-
rate massives and thus to improve the reaction distribution in the
foundation.
For the artificial regulation of the soil reaction in the foundation of
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R.1.12 ? 12 ?
structures it was in recently suggested by W. J. Kravtzov and P. D.
Evdokimov (R.5) to force cement mortar into cavities specially made
below the base of the structures.
We think, that in certain cases the redistribution of stresses may be
effected by gravity forces of separate parts of the structure, which,
make it possible to transform the reaction diagrams for the foundation
involving the dividing of the structure by temporary almost vertical
joints.
In this method nothing else is represented than the further develop-
ment of subdivided accomplishment of hydraulic structures, used by
soviet hydraulic engineers in the building of massive hydraulic struc-
tures on the several big rivers on compressible foundation soils (R.6).
The more acceptable is this method in conditions of a rocks foundation,
characterized by high strength and favorable values of the modulus
of elasticity.
As it will be shown below, by means of the subdivided accomplish-
ment method it is possible to build hydraulic structures, inclined in
the upstream direction, avoiding any tensile stresses that usually arise
in the downstream face of such structures during the period of their
construction.
For the purpose of increasing the intensity of compression stresses
in comparison with those usually arising in a triangular profile, it is
suggested to carry out the building of the structure, subdivided by
temporary slots into several separate parts of the profile width, for
instance, into two parts 1 and 2, as given in figure 7. It is advisable
to choose such cross-section dimensions of the upstream part 1, as well
as such a width of the contact area between the concrete and the
foundation, that, during the construction period, the pressure deve-
loped in the foundation would exceed that of a concrete pylon of cons-
tant cross section having the same height.
The magnitude of the surplus pressure as compared with the pressure,
corresponding to the case of a normal triangular profile, may ? in view
of the possibility of reducing the width of the foundation of the
massif 1 ? vary in wide limits so as to exceed several Limes the usual
values. When the outline of the upstream part 1 of the profile varies
with height or when there are different kinds of slots in the lower zone
of the structure, a redistribution of stresses is effected in the very body
of the structure with an increase of the intensity of compression stresses
in it. The construction of each part, defined by joints, is carried out
as usual by dividing into slabs and blocks the concreting.
The width of the joints, in dependence from the magnitude and
character of settling, may vary from zero to several meters; the advan-
tage of wide joints lies in the possibility of better cooling of the concrete
massives by the surrounding medium, whilst in the case of narrow
slots it. may prove sufficient to accomplish cement injection in order
to make the structure monolithic.
It should be recommended to make the temporary partitioning of
? 13 ? R.112
structure with such a view as to secure individual stability of each
separate part during the construction period.
As an auxiliary measure, securing, if necessary, the stability of the
upstream massif 1, separate thrust slabs or vertical ribs, resting upon
the massif 2, may be used; the construction should not impede the
independent transference of stresses in the height. of both massives and
on their contact with the foundation. In the case when the stability
(1)
(2)
(3)
Fig. 7.
Schematic representation of a gravity buttress structure.
(1) Upstream massives.
(2) Downstream massives or buttresses.
(3) Joints filled later with concrete
Schema de construction d'un ouvrage du type poids ii contreforts.
Alassif amont
Massifs aval on contrelorts
Joints d'alfaissement fermis par la suite; et galeries dans le massif de l'ouvrage.
of the upstream massif is not independently secured and auxiliary
arrangements are required, transferring the force on the foundation or
on the downstream part 2 of the structure, account should be made
of the force interaction that arises between the separate parts of the
structure and between the parts of the structure and the foundation.
After the concreting or grouting of the partition joints the profile
becomes monoly Lille and in this condition it is able to withstand the
computed hydraulic pressure.
For the determination of the design stresses on the contact with the
foundation as well as in higher sections in the structures body it is
admissible within a certain stability stress, to base upon the premises
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R.112 ? 14 --
of the theory of elasticity and to make use of the method of super-
posing the stresses, aristing at separate loading schemes. The distri-
bution of stresses in the parts of such structures for the state, preceeding
their bonding, may be found by considering the character of loading
of each separate part of a structure. In this procedure the calculation
of the downstream part of the profile, that has, as it is shown on scheme
(fig. 8), a triangular form, may without difficulty be accomplished by
Fig. S.
Design scheme of a structure built in successive stages.
(1) Upstream massif.
(2) Downstream massif.
(3) Temporary joints.
Schema du projet de surelevation par elapes successives (Pun ouvrage.
(1) Massif amont.
(2) Massif oval on contrefort.
(3) Joints provisoires.
means of the well known expressions of the structural mechanics or
of the theory of elasticity for a massive homogeneous body of the given
configuration.
In the same way may be accomplished the analysis of the stress
conditions of an isolated upstream massif on the basis of the solutions
of the theory of elasticity (R.3), if the upstream part be considered as
a trapezoidal profile, widening in the upward direction according to a
linear law. The stress condition of the massif will be brought about
by the reaction R of the foundation, directed upwards, and by the gravity
forces of the massif.
-- 15 ? R.112
In particular, assuming the upstream massif as outlined symme-
trically with regard to a vertical axis, the stresses, acting normally
to horizontal areas within a region of the massif, distant enough from
the foundation and from the bend zone of the profile, may be expressed
as follows :
=III' lit
.r3
-III I -I- .)..=?
The same expressions may be obtained for the stresses Yy, acting on
vertical areas, as well as for tangential stresses Xy.
The magnitude of the reaction R may, if required, be additionally
increased by artificial loading of the isolated massif 1 by the force of
prestressed rods.
After the concreting and grouting in the partition joints the structure
will withstand the operation loads as a monolith.
The stresses, arising in that condition, may be determined by means
of well known rules; the values of the stresses will depend also on the
configuration of the accomplished structure. The resulting stresses
will be expressed in the form of the sum of the stresses, developed by
the weight of parts of the structure in the period of building, and the
stresses, arising from the action of operation loads.
The method suggested may be sufficient not only for the building of
massive structures, liable to future heightening, but also for structures,
incorporating large galleries or openings in their bodies. By means
of the described method of subdivided construction of structures a
decrease or even a complete elimination of the tensile stresses, arising
in the structure's foundation, as well as in weakened sections and in
the walls of openings, may be attained.
As a specific instance of application of the method of subdivided
accomplishment in structures on rocky foundation with incorporated
large openings, the variant may be cited of one of the concrete dams
over moo in high, designed by the Institute " Hydroenergoproject ".
Inside this dam there was provided a hall for the installation of gene-
rating units. A model of the dam and its foundations had been made
of 'pliable materials with the deformation modulus ratio of the structure
and the foundation equal to i: 4 (R.7). The analysis of the stress
conditions on the model has shown, that if the structure is erected as
a monolith \\ Rh its bottom slab and rigid ceiling, the emergency of
tensile stresses should be expected in its base in the region of the
upstream face under the action of operation loads. At the same time
the normal compression stresses in the upstream side of the opening
are small. IL was therefore decided to carry out a supplementary
series of experiments for the purpose of revealing the picture of stress
conditions in the case of a subdivided accomplishment method (,).
(1) The research work has been carried out, by the Chair of Structural Mechanics
of the Leningrad Polytechnik Institute, under the supervision of S. M. Starostin.
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R.11.2 ? 16 ?
For this purpose a model of a hollow dam, cast in " walzmass ", was
prepared in the form of two parts, divided by a through joint. The
joint cuts the inclined ceiling above and the bottom slab below the
opening down to the very foundation, thus dividing the structure into
the upstream and the downstream parts (fig. 9).
The upstream part presents a massive wall, somewhat widened in
the upward direction, whilst the downstream part incorporates the
Fig. 0.
Model of a structure with a large internal void before closing the joints.
(1) Upstream massif.
(2) Downstream massif.
(3) Supporting structure.
Modele d'un ottvrage target-tient &aid avant la lerrneture des joints.
(1) :1Iassif amont.
(2) 3Iassil oval.
(3) Constructions d'appui.
opening, the massive ceiling whereof is in the construction period
supported by vertical carrying elements.
The accomplished experiments revealed that, in the period of subdi-
vided existence of the structure's parts, a redistribution of the normal
stresses is proceeding in the width of the structure resulting in an
increase of stress below the upstream massif. After the filling up
of the partition joints and the consolidation into one of the both parts
of the model, to which also the force of hydraulic pressure was applied,
the stress distribution proved to be considerably more favorable than
in the case of monolithic structure. In particular, below the upstream
part instead of a tension of a magnitude 3 kg/cm2 a compression was
stated of the intensity of 15 kg/cm2. In the same was a substantial
? 17 ?
R.11.2
increase of compression stresses took place in the sections of the
upstream wall of the gallery.
The experimentally produced picture of the stress conditions on
account of the application of the subdivided method of erecting struc-
tures is given in figure 10.
,c0
-28
280
20A
10,3
6
910 23I i8
wilnillimut ?
so. 10
37.0
18 18
65 tto
82
i2.5
3.9 4.9
22 0 42 7.5
Fig. to.
Model of a structure with a large internal void after closing the joints.
Normal and tangentional stresses at the base.
Mode* d'un ouvrage largernent &bid apres fertneture des joints.
Efforts normaux et tangentiels a to base.
By the application of the methods suggested it is possible to realise
an appreciable reduction in the volume of concrete and an improvement
of the technical and economical factors of hydraulic structures.
As to the stability against shear of the reduced in weight structures,
in the cases when the structural weight proves insufficient, structural
solutions should be taken for a more complete involving into action of
resistance forces on the contact with the foundation. In the case of
strong rocky foundations this may be realized by means of cut off,
cut into the foundation, or by leaning the side of the structure's base
against the rock, by special treating of the surface of the foundation
and by other analogous measures.
CONCLUSIONS.
1. In some cases of erection of hydraulic pressure structures it is
expedient to foresee the possibility of their future heightening and to
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R.112 ? 18 ?
consider in advance the process of engineering work measures, that
will in the future facilitate the heightening of the structure.
2. In designing the heightening of the structures calculation methods
df higher accuracy. should be used, as for certain schemes of loading
and especially for the action of a concentrated force an appreciable
difference is obtained in the results of calculation by methods of struc-
tural mechanics and of the theory of elasticity.
3. In heightening hydraulic structures an increase of the compres-
sion stresses and, if required, also of the stability against shear, may be
attained by the widening of the profile, as well as by the use of the
method of prestressed anchoring. For producing the straining of the
reinforcement, hydraulic jacks may be used or methods without the
use of jacks.
4. In many cases of new building or of heightening existing dams it
is possible also to use, as suggested in this paper, combination of the
prestressed reinforcement with the arrangement of slots in the foun-
dation.
5. For massive structures or massive-buttress type or having large
longitudinal openings it is expedient to use the subdivided method of
construction, which in a number of cases enables to obtain favorable
technical and economical solutions.
REFERENCES.
1. A. COYNE et J. BELLIER, Les lirants lendus, 1955.
2. A. Z. BASSEVITCH, Ouvrages hydrauligues en beton precontraint,
Paris, 1955.
3. B. G. GALERKIN, The works, vol. I, Ed. Ac. Sc. U. S. S. R., r953.
4. A. Z. BASSEVITCII, Massive hydraulic structures with artificial compres-
sion of the concrete, Stroyisdat, 1957.
5. W. J. KRAVTZ0V and P. D. EVDOKIMOV, To the problem of normal
stress distribution in soils in the bases of rigid foundations (Tran-
sactions of V.N.J.J. G., vol. 57, 1957).
6. A. Z. BASSEVITCII, Reinforced concrete constructions of hydraulic
structures, Stroyisdat, 1940.
7. N. S. ROSANOV, The experimental method of the tensometric net and
its application to the solution of problems of structural statics (Tran-
sactions of V.N.J.J. G., vol. 57, 1957).
?
SUMMARY.
In the future heightening of dams for the purpose of raising the
hydraulic head the necessity arises, as a rule, of strengthening the
structures for securing their stability and for the redistribution of
stresses within the body of the structures and on their contact with the
foundation. It may prove expedient to foresee corresponding measures
in advance, when building a new structure, or to make preparations
for their accomplishment in the future.
-- 19 ?
R.112
For strengthening dams in the process of their building or increasing
in height it is often used to anchor them into the foundation; existing
structures are sometimes strengthened by placing upon them addi-
tional layers of concrete on the downstream face.
It is pointed out in this paper, that in designing dams with prestressed
anchoring rods attention should be paid to the fact that underestimated
quantitative results arc obtained, when using conventional methods of
calculation for the scheme of loading the pro file by a vertical force,
reproducing the loading from the action of the rod.
It is therefore recommended for designing anchored or provided
with prestressed reinforcement structures of triangular or trapezoidal
profile to make use of the dependences of the theory of elasticity, cited
in the report.
In the process of erection of new structures, that may be liable to
future heightening, it is often expedient to take in advance measures
for the intensification of normal stresses, in particular, by the providing
in the base of longitudinal relieving galleries, combined with strained
reinforcement in the height of the structure. Such a combination
may prove perfectly admissible and especially advantageous, when the
general stability of the structure is secured. In the case of insuMcient
stability a positive solution may be obtained by a combined appli-
cation of relieving galleries in the lower part of the structures as well
as of an strained anchoring them into the foudnation. In this case the
prevailing influence on the stresses of the vertical forces of the struc-
tural weight and of the force in the anchor over the action of the bending
moment makes it possible to increase appreciably the magnitude of
the stresses in the plane of contact.
For massive or hollow structures of middle or large height it is in
ninny casses reasonable in the process of building to make in advance
a redistribution of stresses, which may be realized without the help
of rods and jacks.
For this purpose it is suggested to make use of the further development
of the method of subdivided erection, practically verified in the erection
of a number of large hydraulic structures in the U. S. S. R.
It is shown in the report, that by rational distribution of the struc-
tural weight of separate parts in the process of its building as well
as by regulation of their profiles and dimensions of their contact area
with the foundation an increase of the zonal intensity of normal stresses
may be secured in the base and inner parts of the structure.
Experiments, carried out on a model in " walzinass " of a high dam
with a large incorporated hollow, confirmed the possibility of a consi-
derable redistribution of stresses in its body in the foundation.
Rtsumt.
Dans les travaux de sureMvation des barrages pour permettre l'aug-
mentation de la charge, Il devient indispensable, dans la plupart des cas
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? 90 ?
de renforcer ces ouvrages dans le but d'assurer leur stabilite et In
redistribution des contraintcs agissant dans le corps de ces ouvrages
et sur lc contact avec In fondation.
L'execution des mcsures correspondanles ainsi que In preparation
de leur realisation dans lc futur peuvent Sc reveler utiles aussi pour
la construction de nouveaux ouvrages.
Pour le renforcemcnt des barrages lors de leur surelevation et 'cur
construction on a rccours, le plus souvent, A Pancrage precontraint
leur base; les ouvrages existants soft parfois renforces au moyen de
couches de beton supplementaircs, mises en place lc long du parcment
aval.
II est noter qu'en projetant des barrages munis de tirants ancres,
ii faut prendre en consideration l'amoindrissemen to des resultats quan-
titatifs, obtcnus par procedes ordinaires pour le schema de Faction,
stir lc profil, d'une force verticale reproduisant la charge sous 'Influence
d'un tirant.
C'est pourquoi, en projelant des ouvragcs ancres ou precontraints
de profll triangulaire ou trapezoidal, on pent recommander d'utiliser
les relations bases sur la theorie de l'elasticite, donnees dans le present
rapport.
Au cours de in construction des nouveaux barrages, pouvant etre
surelevos dims la suite, il est souvent utile de prendre d'avance des
mcsures pour 'Intensification des contraintcs normales en particulier
l'aide de decoupage A la base, sous forme de galeries de decharge
longitudinales en combinaison avec un ferraillage contraint sur tonic
la. hauteur de l'ouvrage. Une tellc combinaison petit se reveler plei-
nement acceptable et particulierement favorable quand la stabilite
totale de l'ouvrage est assuree.
Dans les cas oit la stabilite n'est pas suflisante, on pout obtenir de
bons resultats en executant simultandment des galeries de decharge
dans la pantie inferieure des ouvrages et un ancrage arme i leur base.
Dans cc ens, la predomination de 'Influence du poids de l'ouvrage par
rapport aux forces verticales, ainsi que la predomination de l'efforL
dans l'ancre par rapport A Faction du moment, permet d'augmenter
sensiblement la valour des contraintes de prcssion A la surface de
contact.
Pour les ouvragcs plcins et les ouvrages evides de moyenne et de
grande hauteur, dans beaucoup de cas ii est utile, an cours dc leur
construction, d'executer unc redistribution pouvant etre realisee sans
aide de tirants ni de cries.
Dans cc but, on propose d'utiliser, en la developpant encore, la methodc
de la construction separee, verifiec par in praLique de construction
en U. R. S. S. lors de la realisation d'un nombre de grands ouvrages
hydrotechniques.
Dans le rapport on demontre qu'au moyen d'une repartition ration-
nelle du poids des diverses parties de l'ouvrage lors de sa construction,
au moyen d'une regularisation de leurs contours eL des dimensions de
la surface de contact avec la fondation, on pent obtcnir tine augmen-
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___. 91
tation dc l'intensite zonate des contraintcs normalcs to long de la semelle
et a Pinterieur de l'ouvrage.
Les experiences, execulees sun modelc a Walzmass ?, pour un grand
barrage largement evide, ont confirme in possibilite (Pune redistri-
bution considerable des contraintes dans le corps du barrage et dans
sa fondation.
R.112
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
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T-S
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
SIXILME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 113
QUESTION N? 21
K. I. ROSSINSKY
I. A. KOUZMIN
AND A. D. KHALTURIN
(U.S. S. R.)
EPREUVE
Reproduction interdite
EXPERIENCE ON PRELIMINARY ESTIMATION
OF LOCAL EROSION DEPTH DOWNSTREAM
OF ONE OF THE LARGE HYDRO PROJECTS M.
K. I. ROSSINSKY, Eng.,
I. A. KOUZMIN, Eng.
and A. D. KHALTERIN, Eng.
\\Then constructing large hydro projects on big rivers with high
discharge and river beds of light movable silt, this being characteristic
for the European part of our country, the problems of preliminary
estimation of possible local downstream erosion are very important
as structural design must, take into account inevitable and extensive
erosion.
Experience with such preliminary estimation of erosion depth and
comparison with the results of field observations are given below on
the basis of design and research data at one of the large built hydro
projects.
This hydro project has two separate structures through which large
floods are to be discharged : the spillway dam and the hydroelectric
station itself. The latter in the given case is simultaneously a spillway
(*) Enseignenienl sur preliminaire de la prolondeur de l'affouillemen1
local en aval d'un grand ouvrage.
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structure due to the fact that it has bed spillways for flood water
besides power units.
The spillway dam and the hydroelectric station are separately situated.
each of these structures having its own discharge channel. Moreover.
the geological conditions existing in those channels differ greatly.
Therefore, it is more convenient to discuss erosion downstream the
dam and hydroelectric station separately. It is necessary to note :
actual erosion in the field was observed during the period of temporary
operation, while construction work was not completed yet and the
normal operation requirements could not be entirely fulfilled.
The spill ay dam has been founded on sand. This sand contains
inclusions of gravel and pebbles distributed unequally in sand 1:13 er.
Therefore, as it was supposed in the design, the river bed below the
dam was eroded unequally by width. In those places where the sand
contained a large amount of gravel and pebbles erosion was limited
by the formation of a natural " paving " self-paving ") of this mate-
rial at higher elevations. However, in those places where the sand
contained a smaller amount of gravel-pebble inclusions erosion was
deeper. In these conditions it was impossible '!.o recei e all charac-
teristics of eroded soil downstream of the darn by laboratory model
research, but only calculations allowing to receive them. This did not
mean that it was necessary to exclude laboratory research with quan-
titative erosion reproduction as the estimation of flow velocity effedt.
on the river bed for this research method is the most complete one.
Local erosion depths were estimated with the help of methods worked
out by Gidroproject for large hydrotechnical structures and were
described in detail in the Symposium on Problems of River Discharge
Control, No. published by the Academy of Sciences of the
U. S. S. R., 1457. This method is based on the following.
As the water flown over the (lain to downstream is completely free
of silt deposited in the reservoir, the estimation of erosion depth may
be made according to the value of non-eroding velocity. The spillwa3
apron is designed in such a manner that at the end of the level part
of this apron the velocity is distributed b3 depth according to uniform
flow. Therefore, the values of non-eroding velocity are taken equal
to the values determined in Lest channels with uniform llow. Directly
below the tail part of the apron the eroded cavil) ?? ill be somewhat
overdeepened due to the increase of flow velocity pulsation when the
filer flows from the spillway apron into the eroded cavity. The test
results showed that in this case over-deepening does not exceed 5 of
the depth estimated according to the value of non-eroding velocity
corresponding to uniform flow.
Due to above mentioned the river depth at the place of maximum
erosion H is determined by the equation
i I = I IV (I
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Rel
? 5
_ 3 _
where
q, unit discharge in square meters per second;
Vh, value of non-eroding velocity in relation to depth of m mm
R.113
In those eases when water is discharged through a narrow spillway
into a wide downstream or only part of the spillway width is used the
possible degree of increase of unit discharge, found at the eroded place,
is to be determined by the equation received by K. I. Rossinsky, Eng.
=i .11.4_ I It / is,
2110 1/4i 2 1
21111
(
%."
/
1
;
Ito
I 1 11 20II \
LS 1-EIT0) *
20
?1T2 )
?1172
where :
q, unit discharge at the eroded point;
q,,, unit discharge at the spillway apron;
11, water depth at the eroded cavity;
H,,, water depth at the tail part of the apron;
B, downstream width;
13?, spillway width.
Local erosion depth is found in this case by combined solution of
the above-mentioned equations.
When there is large-size material in the sand, capable to limit erosion
by the formation of natural paving, erosion depth is determined by the
following expression :
H, water depth at the eroded river bed;
q, unit discharge;
Vh, non-eroding velocity for inclusions, which form the natural paving;
A, depth of natural paving layer;
n, relative content of paving material in soil.
The values of non-eroding velocities for calculations are to be taken
according to the geological survey data and in conformity with the
available standards of non-eroding velocities. When taking into
account non-uniform erosion by width, the eroding depths downstream
the dam were set individually according to the data of each drilled hole
within the given section. This allowed to evaluate both the average
erosion depth and its possible variations; of course, without exact
reproduction of the eroded river bed, the amount of used holes and
tested soil samples being insufficient for this aim.
Laboratory tests were executed with artificial silt of low specific
II. 113.
-Yr 2014/04/14: -RDPR1-nina
4 In
Declassified in Part - Sanitized Cop Ap?roved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
? 4 --
weight without reproducing non-uniform composition conforming
natural conditions. The influence of the formation of " self-paving "
was partly taken into account by the fact that the material used for
the model had a mobility corresponding to some degree to a larger
size of material in comparison with the natural sand.
The comparison of design data with those received in the field is
shown in figure 2 for the sections given in figure i.
It should be noted that the design calculations were carried out for
the case when the dam was using the entire spillway for total water
discharge, while the dam was actually working with three gales alw a s
closed and the upstream level at the Lime of maximum discharge was
somewhat lower than normal. The actual unit discharge at the spillway
apron was approximately '15 iii/s. This value for the eroded cavity,
Inking into account constriction of water flow by the mentioned formula
of K. I. Tiossinsky was equal to approximately I, 'Wis. The latter
value was even nearer to that received for the design data show n in
figure
As it may be seen in the figures the forecast of erosion depth was
quite satisfactory, the data being near to the actual ones, and received
not only by detailed calculations but also by laboratory tests, in the
given case being of conditional character due to the difficulty of proper
modelling the properties of the river bed soil.
The hydroelectric station of described hydro project was built mainly
on clay soil with layers of sandy clay. In these conditions river bed
soil models were even more difficult to reproduce than base soil for the
spillway dam. Therefore, in the same way as for the dam the labo-
ratory tests for the hydroelectric station were supplemented by
calculations according to the above-mentioned methods. During the
laboratory tests the quantitative estimation of erosion was executed by
the method proposed by A. I). Khalturin, Eng. This method is widet
used in the laboratory of Gidroproject, it being required to build a
three-dimensional semi-rigid model with artificiall deformed river bed,
determined by calculations.
When using this method of calculation and experiment it becomes
possible to estimate the varying geological factors of the river bed
and the formation of natural paving and at the same lime it has the
advantage in comparison with pure calculations allowing to take into
account the influence of non-uniform opening of different sections on
flow of various schemes, the effect of one or the other energy dissipalor
and other measures affecting the character of how spreading. The
estimation of these factors for purely theoretical calculations may be
done only approximately.
The evaluation of possible erosion for this method is accomplished
by measuring velocities at the initial river bed with a certain charac-
teristic initial discharge. All sections of the river bed are gradually
deepened in artificial manner in places where the measured velocity
values exceed the accepted allowable velocity. By taking several
velocity measurements with the following increase of depth in the zones
0
0
Cl
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9. II
1.7
f-.1.
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idssiriea in Part - Sanitized Cop Ap?roved for Release ? 50-Yr 2014/04/14; CIA-RDP81-01043R003200120001-8
where this is required due to the velocity values, such a river bed
condition is attained at which for the given calculated flow there will
be no point on the river bed having velocities exceeding the allowable
value.
After executing a series of above mentioned tests for several discharges
a successive row of river bed cross-sections is received, satisfying the
requirements of allowable velocity values.
The cross-sections of the discharge channel bed received by this
method of successive choice allowed quantitative interpretation of final
possible depth of local erosion, its location in plan and dependency
upon the value of discharge.
The design provides the values of non-eroding velocities according
to standards on the basis of characteristics received during geological
survey. For clay and sandy clay on the site of the hydroelectric
station as the design value was taken a non-eroding velocity equal
to i m/s for i in water depth.
The most, difficult case for operation of the hydroelectric station
was the ten-day operation of six (of a total of forty) adjacently situated
and completely opened bed spillways with the others completely closed.
The laboratory tests are made for the same type of operation of the
bed spillways, and not for six but for two and four of them with all
turbines working. The calculations executed by the formula of
K. I. Rossinsky for the actual case showed that the unit discharge
reached approximately loo m2/s in the eroded cavity. A value close
to this one was received for erosion models (with two to four spillways
operating). Thus, the unit discharge in the eroded cavity due to flow
constriction connected with the non-uniform water discharge along
the width of the hydraulic station reached a value more than twice
exceeding its value given for the tail part of the apron (15 m2/s). This
increase of unit discharge corresponding to field data, caused deep
erosion of the river bed opposite the working bed spillways. This
concentrated erosion of the river bed opposite the working spillways
may be clearly seen in figure 3. The calculated water depth corres-
ponding to a unit discharge of ioo m2/s and the non-eroding standard
average velocity of the stream of i m/s (at a depth of i in) was equal to
approximately 5o in. The value observed in the field was very close
to this one. The fact that the calculated maximum erosion depth and
the actual one do not differ greatly may be seen in figures 3 and
The described results of comparisons allow to conclude :
I. The use of artificial silts has been justified for dam models as it
gives an idea of maximum erosion depth. Maximum erosion in this
case is received near the end part of spillway apron (fig. 2), this not
being observed in all places in the field. This is explained by the high
degree of uniformity of the material used for the model.
2. Calculations carried out for dams, taking into account the variable
composition of the sand, allowed to find not only the maximum erosion
depth, but also the limits of change of river bed elevation in the given
ie
a - Sanitized Cop Ap roved for Release
50-Yr 2014/04/1z ? (IA -
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1E0-
011,
121;
011
211:
IOU
Layout of the hydro-electric station tailrace :
(a) After second Hood in the field conditions.
Qturloine = 6 5oo ma/s;
Qbed = 3 700 in,/s
= 97oo in3is
(1) Working turbines and bed spillways
(2) Unit discharge diagram on spillway apron
(3) Center line of maximum erosion.
( I) Mean velocity diagram in meters per second.
Qtiorltho? = io too m3/s;
Qbed= 435 in3/s;
Q, = it i35 m3/s.
second per linear meter width.
Cross-set thms along maximum erosion lines.
(1) Draft tube.
(2) lied sldllwaY.
(3) Tail part or spillway apron
(4) SlAilwaY apron.
(3) Rock-1111 below bucket.
((i) Design initial erosion of tailrace bed
(7) Itiver bed after first flood
(8) Second flood level and erosion after second Hoo(1.
(I)) Water level during laboratory testing :mit eroded bed.
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
R.113 ? 10 ?
area. However, zones with higher and lower elevations are reproduced
by calculations with insufficient accuracy, this being explained by the
relatively narrow range of initial data received even for a large amount
of drilling operations.
3. The method of calculation and experiment for the determination
of depth used for downstream conditions of hydroelectric stations also
allowed to receive a correct idea of the value of maximum erosion depth.
However, the position of the lowest river bed elevations on the model
are received at a greater distance from the paving ends, than in the
field, this being explained by insufficient detailing of the laboratory
tests (relatively far-spaced measured cross-sections, etc.).
4. Calculation of maximum erosion depth taking into account llow
constriction by the K. I. Rossinsky formula allowed to receive satis-
factory results.
5. The combined use of the mentioned methods of estimation of
erosion depth, allowed to mutually check the results, made it possible
to have an idea of the maximum water depth in the erosion zones with
an accuracy of 5 to to %.
SUMMARY.
The paper includes a brief description of design and laboratory
methods for the determination of erosion below the apron of spillway
structures used, in particular, during observation of structures of one
of the large hydro projects.
The erosion depth for the given unit. discharge (discharge per linear
meter of stream width) is calculated on the basis of the allowable
average velocity by depth, the former depending upon the latter.
The calculations take into account the overdeepening of the river
bed downstream of tail part of the apron due to velocity pulsation
when the water flows into the eroded cavity, increase of unit discharge
below the paving in comparison with the unit discharge on the tail part
of the apron due to constriction of the flow and its widening by depth
and the influence on the erosion depth due to the variable content of
the eroded material.
The laboratory research included the method of using artificial silt
with small specific weight (1.13-1.16), which gave satisfactory results
and also the method of calculation and experiment proposed by A. D.
Khalturin, which is of great importance when studying erosion in
adhesive soil, when the execution of research on models with a movable
bed is impossible. This method includes tests in conditions of initial
river bed by measuring velocities, the parts being determined where
erosion will Lake place. Gradual and artificial deepening of the bed
is executed in these parts on the model. Using several approximations
the river bed attains such a condition, at which for the given design
discharge there will be no velocities at any point in the river bed
exceeding the allowable value.
11 ? R.1.13
The results of calculations and experiments are compared with the
results of actual erosion and have given satisfactory results.
RESUME.
Dans cc rapport, on expose brievement des melhodes de laboratoires
et de calcul pour determiner des affouillements derriere les ouvrages
destines a la consolidation du fond, en aval des deversoirs; ces melhodes
out etc employees an emirs the l'elude des installations hvdrauliques
d'une cent rale.
La profondeur de l'allouillement pour le debit d'eau donne (le debit
Wean par metre de la largeur de recoulement) est calculee scion In
valetr de In itesse mo \Time admissible par la profondeur et. dependant
the la profondeur.
Dans le calcul II rata tenir rumple des approfondissements addillfs
du fond derriere l'arriere-radier dos ii l'augmentation de la pulsation
des Nitesses quand recoulement se dirige ?ers in fosse de l'afTouillemenl,
de l'augmentation des debits d'eati derriere les ouvrages de consoli-
dation par rapport aux debits passes par l'arriere-radier par suite de
la compression de l'ecoolement transit aire qui s'elargit avec In profon-
deur el de l'influence de l'heterogeneite de la composition do maleriau
d'affouillement stir In profondeur
Pendant les etudes sur modele, on a emplo e la methode consistant
It utiliser des depeas artificiels de foible poids specifique (1,13-1,16)
(cette methode a donne des result ats salisfaisants) et la methode de
eatenh el d'experience proposee par A. D. Chaltourine; cale 'natio&
est surtout ulilisee pour les etudes the l'affouillement dans les sols
coherents (wand il est impossible de faire les investigations sur les
modiles fi fond mobile. Gene methode consiste en cc que, dans les
conditions du relief d'origine. on determine experimenialement des
zones d'affouillement all mo\ en de la mesure des vitesses. Sur le modele,
on elfectue pen peo approfondissement artificiel do lit dans ces
zones. A l'aide de plusieurs approximations, on donne au relief du lit
one configuration tette qu'on n'obser\ e pas, t n'imporle quel point
do ht. des Nitesses depassant la achnissible.
Its resultais des calculs et des experiences soul compares avec ceux
the In determination des affouillements dans les constructions; ces
resultats son I. bien coordonnes.
Estrait (In Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
_
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14 ? CIA RDP81 01041Rnm9nni9rinni Q
LavtAcisSITlea in Part - Sanitized Co y Approved for Release
50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
PARIS. ? IMPRIAIERIE GALJTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Impriind en France.
Declassified in Part - Sanitized Co
COMMISSION ?INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de Itnergie
SIXIENIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 114
QUESTION N? 21
G. A. RUSSO
(U. S. S. R.)
PREUVE
Reproduction interdite
ABOUT UPLIFT PRESSURE
IN PERVIOUS FOUNDATIONS
OF HYDRAULIC STRUCTURES M.
G. A RUSSO, Eng.
During the last 3o years the considerable success was achieved in
the U. S. S. B. as a result of extensive research and investigation works
aimed at improving design of the underground outline of hydraulic
structures on pervious foundations. Academician Pavlovsky N. N.
have elaborated the theory of a subsoil-water flow beneath the hydraulic
structures and proposed the electro-hydrodynamic method of a seepage
flow modelling, which now represents the base for solution of all the
future tasks on this problem.
The scientific and research institutes : (I) in Leningrad
and V.O.D.G.E.O. (2), V.N.I.I.G.M. (3) and Hydroproject (4) in Moscow,
have determined the possible types of foundation soil deformation due
to uplift pressure and recommended measures to eliminate such defor-
(*) Sur les sous-pressions dons les fondations pcnneables des construelions
hydrauliques.
(1) Stale Scientific Research Institute of Hydrolechnics, Leningrad.
(2) Stale Institute of Hydraulic Engineering and Melioration, Moscow.
(2) State Scientific Research Institute of Hydroteelmies and Melioration.
(') State Design and Research Institute of Hydraulic Structures.
50-Yr 2014/04/14 (NA
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
R.114 ? -
mations in order to secure reliable operation of hydraUlic structures.
A number of spillway dams and hydro-electric plants without rock
foundation available have been designed and constructed on the basis
of this work and the necessary laboratory and field investigations.
The control of seepage flow process on site and the comparison of
the data obtained with the laboratory investigations and theoretical
assumptions allowed to improve gradually the existing methods for
computation of the underground outline of hydraulic structures.
During the recent years V.O.D.G.E.O. and V.N.I.I.G. have elabo-
rated specifications on design and computation for the underground
outline of concrete darns founded on the rockless foundations (L.2 and 3),
generalizing the experiences gained in the U. S. S. R. and abroad.
According to these specifications the provision should be made for
both the total and local stability of a foundation when underground
outline of a dam is designed.
For large constructions the head gradients securing the total stability
of the foundation are assumed as follows: o.4-o.44 for clays; 0.2-0.22 for
coarse sands; o. i 5-0.17 for medium sands and 0.12-0.19 for fine sands.
These gradients are considered as maxima and therefore the total
length of underground outline in design is recommended to be reduced
according to the results of investigations applicable in each separate
case. If the value of a gradient exceeds 0.5-0.7, the uplift of
soils in the downstream, as well as the internal piping at the points
of contact of the coarse and fine grained foundation soils should be
checked to secure the local stability of soils.
To show the similarity between the design and actual data on seepage
flow beneath the hydraulic structures on rockless foundations we are
giving below the corresponding data for two large dams and one hydro-
electric plant.
FIRST SPILLWAY DAM.
The darn consists of a concrete spillway, reinforced concrete anchor-
type upstream apron, solid spillway basin, and spillway apron; the
latter ends with a spillway bucket. Underneath the dam at the
beginning of an upstream apron, two rows of sheet piling are driven
to a depth of about zo m.
The dam is founded on alluvial sediments totaling 14-16 m in
thickness. These alluvial sediments are underlied with a marly layer
from 2.5 to 4 m thick within the dam area. Below marks the forma-
tion of sea-borne sediments of a Tertiary period consisting of sand
loam and clayey soil sediments is located.
Within the confines of the alluvium there are numerous lenses of old
bed soils which in some places extend well beyond the upstream apron
and spillway foundation stretching the upstream and downstream sides.
The sands in the foundation are of various granulometric compo-
sition ranging from fine grains to grains of different sizes which have
? 3 ?
11.114
the coefficient of permeability equal to o.o16 cm/s, and to o.o34 cm/s
at the surface of contact with the marls (basal level).
The marls are rather impervious and form practically a watertight
barrier for the alluvial soils and the underlying formation of sea-borne
sediments.
Sometimes the manly layer includes wash-out voides which create a
direct contact between the alluvial sediments and the submarly layers.
Such void was found at a junction of the powerhouse and the concrete
dam. It was formed in the area of the upstream apron and the toe
of the dam.
The apron and upstream sheet pilings are sunk into the marly layer.
The upper layer soils 3o m thick located below the marls is not
homogeneous being composed of alternate layers of light and heavy
sandy and clay barns. From the roofing down to a depth of 7-9 m
the coefficient of permeability is equivalent to o.0000 A cm/s, where A
varies from m to G. In the underlaying layer, the coefficient of permea-
bility decreases to 0.00000 A while still below it increases slightly.
Drainage holes are arranged in the spillway and downstream apron
plates to discharge seepage waters.
The void in the marly layer within the upstream apron area is isolated
to separate the seepage pressure flow under manly layer from the seepage
zone lying below the marly layer. Along the downstream facet of foun-
dation plate a wall of steel sheet piling is driven down to a depth of
7 m in order to restrict creeping-out of the soil from underneath of the
construction due to uplift pressure. In order to reduce the resistance for
seepage flow discharging into downstream, the piles are made perforated.
In order to reduce the uplift pressure in the submarly formation and
thereby to increase the stability of structures against possible sliding
that may occur, along a many layer, two rows of draining holes are
arranged in the downstream at a distance of 135 m from the spillway.
The distance between the rows being r5 m, and that between the
holes ? zo in. Behind the bucket at a distance of 190 in from the
first row of bore holes a third row of drain holes was bored to
reduce uplift under marly layer in the bucket area. It was necessary in
order to keep intact the marly layer as the alluvial sediments are
washed away. The draining holes were sunk to a depth of S in in
submarly formation.
Before designing the underground outline of the dam laboratory
tests were performed while applying electro-hydrodynamic method
(E.G.D.A.) thereby the sheet piling was considered to be pervious and
the coefficient of permeability for a soil section i m thick along seepage
flow line including the sheet-pile wall, equals o.5 % of the actual coef-
ficient of permeability through soils under the dam. Thus the sheet-
pile wall and soil section m m thick were assumed as a conventional
homogeneous core.
The observation data on uplift reduction under the Beloomutsk
concrete dam on the Oka river and two sand-fill darns on impervious
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R.114
foundation with a steel sheet piling wall were taken to determine the
perviosity of the sheet piling. The method of "fragments ", or sections,
elaborated by Academician Pavlovsky was applied herewith.
For computations it was assumed that :
1. The surfaces of equal head of a fragment are located in parallel
to the sheet-pile wall.
2. The soil in which tho wall is built is homogeneous.
3. The void is filled with material identical to that of the whole
seepage zone.
4. Flow of water is settled and continuous and is subject to
Darcy's law.
The seepage discharge for earth-fill dams, with the data about loca-
tion of the depression curve and the surface of a water stop can be
computed by the equation
, ?le,
= 1%, -?,
where h. and h? the depth of seepage flow in piezometers between the
cut-off wall and the downstream of the dam; 1, the space length between
them and K? the coefficient of permeability through the body ofi dam.
For a sheet piling section of i in thick, the similar equation can be
applied :
? 114?
where h, and h? the depth of seepage flow from the upstream and
downstream faces of the wall, and K2, the assumed coefficient of
permeability through the sheet piling section as if it were composed
of homogeneous soil of less perviosity.
Due to equality of seepage discharges we obtain the following equation:
114 ?
iii?
Wei ?/i.,;
where T, =K.
the coefficient of relative permeability through the sheet
piling section.
A more complicated equation can be obtained for sections under
the concrete dam with sheet piling in foundation, but there are deci-
sions obtained through using the method of conformable reflections
for the sections mostly met in practice (L.4).
In case of the first earth-fill darn built during the years 1939-1919
of the medium-sized sands by the use of hydraulic filling, the permea-
bility coefficient of a dam body is determined to be o.0003-o.004 cm/s.
The permeability coefficient of moraine clay barns in the foundation
does not exceed A 'o-8-A 10 -0 cm/s. The dam supports a head
of 13-14 in.
For this dam the average value of the coefficient r, varies, in the course
of time, from 0.13 % in 1942 to o oo6 c;'?, in 1946.
? 5 ?
R.1.14
The second earth-fill darn was completed in 1940, it supports
a maximum head of 18 m. The permeability coefficient of a darn
body on the average is equal to o.003 cm/s and that of the clay
deposits in foundation ? 0.0000002 cm/s, the coefficient r, varies from
0.1 to 0.15 %.
The Beloomutsk dam is founded on medium- and fine-grained sands
with an underlayer of limestone, the upper section of which is consi-
derably destroyed. The sheet piling driven partly into the limestones
baffles the greater part of the head created by the darn.
The value of the coefficient y, is defined to be 1.52 %. Such a
large value can be explained by the fact that considerable seepage
has occurred through the limestone layer.
Besides the above data, laboratory experiments have been carried
out to determine the coefficient T,. A section of sheet piling of normal
prototype size was tested and the coefficient T, was found to be 7.4% (L.5).
As the clearances in the joints of the sheet piling in the field can
differ very much in configuration and that ill some sections the clea-
rances are fully wedged, the design coefficient r, was assumed to
be 0.5 0,;? i. c. in accordance with the field observations.
In the investigations by the method of E. G. D. A. the sheet-pile
walls were modelled by contact bulkheads. The spaces were filled
with mortar of electric conductivity corresponding to the permea-
bility of a section. In a series of tests a section of sheet piling was
modelled by using a special insert corresponding to the height of the
sheet piling and 200-M length. It is necessary to note, that the tests
using the method of E. G. D. A. were conducted without the use of a
sheet piling at the end of the spillway, but with the use of drainage
made just behind the downstream edge of the spillway. The above
changes were later introduced in the design of a dam.
On the basis of the investigation conducted and additional compu-
tations made it was assumed that the uplift average pressure under
the upstream apron will be equal to about 65 % of the value H,
and 5-4.5 % under the spillway.
During the years of observations of seepage flow process it was
found that :
a. the losses of head on the upstream apron sheet piling reach on the
average about 3o ?/c,;
b. total losses on the upstream apron can be estimated at 2-6 %;
c. the losses of head on the upstream sheet piling reach on the
average about 5o %;
d. the losses of head within the area of the foundation plate do
not exceed 5 %;
e. the residual head on the perforated piles was about r o%, gradually
decreasing to 5-6 %.
During the five-year period of observations no considerable deviation
was observed in seepage flow.
Under sections adjacent to the earth-fill dam the loss of head on
A
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50-Yr 2014/04/14 ? CIA-RDP81-01043R0032nn1 2flflfllR
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Fig. 1.
Uplift pressure in the foundation of the first concrete dam, section No. :i.
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00 i 1 aC, d r1.1 111 _i_ __J
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.0
0p.
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i i 1 - --
t
Fig. 2.
Uplift pressure in the foundation of the second spillway (lam, section No. G.
-
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R.114 ? 10 ?
the apron sheet piling decreases, while that on the upstream sheet
piling increases.
Seepage flow heads in the submarly layer in the area of the structure
equal to 30 % approximately. According to the laboratory expe-
riments the value should have been about
Thus, the actual data about the losses of head in the dam foundation
and in the submarly layer have confirmed the design assumptions.
Attention is drawn upon the loss of a head in horizontal lines of
seepage flow which is considerably less as compared with the labo-
ratory data, this phenomenon can be explained by the existence of
horizontal slightly pervious bands, clay barns and clays in the foun-
dation. The coefficient of permeability obtained from the investi-
gations equals o.5 % and is confirmed by the observations in the field.
Figure i shows the design and actual uplift in section No. 3 of
the dam.
THE SECOND SPILLWAY DAM.
The dam rests on the alluvium deposits the total thickness of which
is about 7o-8o m. The alluvium is underlain by clays which fill the
ancient overdeepening in the River Valley.
Almost all the sections of the dam are founded on the fine-grained
sands of contemporary alluvium the thickness of which is about 17 in
with the permeability coefficient of o.o i-o.o4 cm/s.
Beneath is located the basal level of 2.5-3.0 m in thickness. The
sands of this level are of various grain size with the admixture of a
gravel-pebble material. The permeability coefficient of the basal level
varies from 0.02 to 0.07 cm/s.
Under the basal level is located a layer of Rissian sediments that
consists of varigrained, medium-grained and fine-grained sands with a
seepage coefficient of 0.015-o.4 cm/s.
The Rissian sands are underlain by Mendel-Rissian sediments,
consisting of fine-grained sands.
The spillway dam has a reinforced-concrete upstream apron connected
with the spillway, a massive permeability, and a spillway apron. Steel
sheet-piles are driven to a depth of about 20 in at the beginning of the
upstream apron and the spillway section.
Nonhomogeneousness of the sand deposits at the foundation of the
dam, and the lesser perviousness of the upper layers as compared to the
perviousness of the lower layers, as well as the presence of clays and
clayey soils in the upper level, necessitated the construction of the
vertical drainage. The tests were carried out according to the E.G.D.A.
method on the scheme of nonhomogeneous pervious foundation repre-
sented by three horizontal layers. The permeability coefficient assumed
for the upper layer was 0.01-0.012 cm/s, that for the second layer (the
basal level) was o.o4-o.58 cm/s and for the lower layer up to the water-
resisting layer was 0.025-0.o35 cm/s.
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? 11 ?
R.114
These investigations have shm?n that the head losses of a seepage
flow have concentrated mainly on the upstream apron and the upstream
sheet-piling which had been driven into a less pervious layer under
the basal level. The average uplift pressure on the upstream apron
was found to be about 52 ';!,? of the total head while the average
uplift pressure on the base of the dam along its axis was 24 %.
Detailed studies of the local sands from the region of the darn site
have been carried out to determine critical gradients at the point of
the seepage flow outlet into the inverted filter. These studies have
shown that with the size ratio ofe?i1:4) = io the soil deformation on
the contact surface with the first layer of the inverted filter begins
with the gradients of 1.5-1.8.
Assuming the safety factor to be equal to 3, the admissible gradients
for the outlet on the downstream side of the dam were assumed to
be equal to o.5.
Investigations carried out on the prototype have shown that the
upstream apron and the sheet-piling baffle 52 % of the seepage flow head,
the upstream sheet-piling-- 22 %, and along the upstream apron ? 4%.
The remaining 92 % of the head is baffled under the spillway and at
the flow outlet into drainage on the sheet-piling. The above is illus-
trated in drawing No. 2 which presents the data on uplift pressure
along the underground outline of spillway darn section No. 6 obtained
by design and experimental investigations.
HYDRO-ELECTRIC PLANT.
The hydro-electric plani is founded on ravine deposits of the alluvial-
talus complex intermittent with Tertiary loamy deposits. Geological
stratifications are arranged in disorder having no horizontal layers.
IL was found out that the permeability coefficients of the ravine
deposits in their natural bedding differ greatly from each other and
vary from o.oG to o.00005 em/s. The permeability coefficient of Tertiary
clays and aleurolites is very small.
The laboratory investigations were carried out according to the
E. G. D. A. method, i. e. the usual method for a plane problem for soils
that are heterogeneous. The 'schematic diagram of dam foundation
soils is represented in drawing No. 3.
According to the first design version, the underground outline of
the upstream apron and the part of a power house rests on clays.
According to the second design version these clays expose themselves
only in the zone of the upstream apron, near the upstream cut-off.
Due to the complexity of geological and hydrological conditions all
the data obtained should be considered as tentative ones.
According to design data 54 % of the seepage flow head is to be
baffled by the sheet-piling, 21 % ? at the upstream apron and 25 % ?
at the front cut-off.
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R.1.1.4 ? 19 ?
According to the data of the observations on the prototype the
curves of the uplift pressure under various sections of the dam differ
considerably from each other. Under all sections of the dam the average
fall of a seepage flow head, taking all sections into account, is about
32 % at the sheet-piling, about i 6 % ? at the upstream apron and
59 % ? at the front cut-off.
The above is illustrated in drawing No. 4.
The curves of the uplift pressure under section No. 9 of the power
house are given according to the design data and observations on the
prototype.
It is necessary to point out that due to the drainage effect the water
levels in piezometers under the power-house are lower than the level
of tailwater.
CONCLUSION.
Analysis of experimental data obtained in these investigations allow
to determine with satisfactory precision the future conditions of seepage
flow in the foundations of structures built on non-rock soils. Deviation
from the laboratory data increases as far as geological and hydro-
geological conditions become complicated. However, satisfactory
results can be obtained by means of careful and detailed laboratory
tests even for non-homogeneous soils.
SUMMARY.
A large number of dams on non-rock soil foundations are built in the
U. S. S. R. The underground outline for such constructions is defined
according to the specifications elaborated on the basis of investigations
by Academician Pavlovsk and the works by some scientific research
institutes.
Systematic comparison of the laboratory tests and field investi-
gation data give opportunity to improve the methods of calculation
and design of underground outline.
At present, the results of comparison made between the design and
field data show their identity which is illustrated by the report containing
information on seepage flow process under two spillway dams and one
hydro-electric station on non-rock foundations.
En U. R. S. S. on a construit un grand nombre de barrages sur des
terrains non rocheux.
La definition du contour souterrain de ces ouvrages se realise scion
les specifications elaborees sur la base des investigations de racado-
1:3 - R.114
inicien Pavlovskij et des etudes de quelques Instituts de Recherches
Scientifiques.
Les comparaisons s3 stmattques des i...IstilLats des essais en labo-
ratoires et des obserN ations in situ donnent la possibilitit de perreclionner
le projet et les inahodes de calcul du contour soulerrain. Les compa-
raisons des rdsullals obtenus pour le calcul et les donn6es in situ montrent
leur bonne convergence, cc qui est illust.r?ans le rapport par les
exemples concernant. le regime de 'Infiltration sous deux barrages-
(16versoirs el sous tine centrate h drolectrique construils stir des
terrains non rocheux.
Exlrait du .Sixietne Congres des 6rands Barrages.
New York, 1958.
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de to Conference Manchle de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 115
QUESTION N? 22
N. N. MASLOV
(U. S. S. R.)
PREUVE
Reproduction interdite
PROBLEM OF HIGH EARTH DAM DENSITY
IN CONDITIONS OF SEISMIC ACTIVITY (*).
N N IIASLOV,
Professor Doctor Science.
1
On the national-economic plan of the U. S. S. R. for the next years
a considerable number of large-scale hydraulic engineering complex
units is contemplated for erection in regions of seismic activity. These
units comprise dams and dikes of impressive height and length the
majority of which are to be made of sand by means of the hydraulic-
fill method. On regard to seismic influence such clams and dikes
with submerged slopes are most susceptible. Besides, in view of the
huge capacity of the reservoirs and the great height of the dams the
problem of the seismic stability of such structures should be considered
highly important.
The conventional designing methods of solving this problem usually
consist in a definite small reduction of the slope incline of the
earthen clam.
Moreover, a still further flattening of the slopes of earthen structures,
as against that derived from calculations, is usually made for builders'
safety considerations. Nevertheless, even with these corrections the
(*) Le probleme de la densile hydratiligue des grands barrages constriiils dans
les regions soumises aux acliviles sismigues.
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?
R.115 -2 ?
designed structures do not in all instances display the seismic stability
required, as it was demonstrated in practical operation. It has also
been observed, that most. subjected to the danger of breaks and slidings
are the structures with the minimum density of the sand packing.
Hence, the endeavour naturally arose to connect the problem of sub-
merged sand slope stability with the factors of their density. Thus
originated the theory of the critical porosity (the ti,? theory), that was
suggested,. practically at one and the same time by A. Kasagranne in
the U. S. A. and by J. V. Jaropolsky in the U. S. S. R. On spite of
the obviously advanced character of this theory its practical use revealed
in it a number of essential weak points, e. g., the overlooking of the
operation conditions of sand structures.
In fact, due to some distinctly operative causes, the density of fine-
grained sand filled dams is usually comparatively low (relative
density Du., approximately, o.25 to o.35 and sometimes below that) (1).
In all cases examined the said density proved to be below the value,
determined from the positions of the critical porosity theory (11 >
Moreover, numerous assertions are now at hand in technical publi-
cations in favour of assuming a relative sand density not below o.75
and even o.90 in the foundation and in the structure body, when erecting
structures in regions of seismic activity (2).
On fact, none of these structures has mel such requirements which
being filled in with sand. AL the same time, a number of dams with
much lower density have been operating for some years without failure,
which does not permit us to decline, under conventional conditions,
the practical use of the hydraulic-fill method which has certain consi-
derable advantages. The stability of water-saturated sand masses has
proved to be dependent not only upon the density of sand but also
upon its other properties, particularly upon the mechanical compo-
sition of sand.
This great difference between theory and practice on one hand, and
construction work requirements on the other forced some scientists
in the U. S. S. R. to occupy themselves with the problem of the stabi-
lity of water-saturated sands in general, and particularly with that of
seismic stability.
A considerable research work in this region has been carried out in
the All-Union Research Institute of Hydrolechnics named after acad.
Vedenejev and in the Leningrad Civil Engineering Institute under the
guidance of the author of this report who suggested and worked out
with an active help of his colleagues his Filtration Theory of the water-
saturated sand seismic stability (1951-J957).
In carrying out the experiments connected with the working out of
(1) In our practice, in order to determine the relative density 1)?. of the sands
being under water the determination of maximum sand friability (iimax; eninN)
is made under the water. This may be seen from the index iv by D.
(2) See, e. g., D'Appolonia Elio, Loose sands-their compaction by vibrollotation
(A. S. '1'. M. Spec Techn. Publ , No. 156, 1954, p 0S-162).
-3--- R.115
this theory, it was found necessary to reconsider the fundamental
principles of the critical porosity theory, especially that of inevita-
bility of an additional sand compaction during a shear, with its density
being in the conditions n < n,r. In practice, at any degree of density,
a new sand decompaction has been found to Lake place during the
process of sand shear followed by its sharp compaction when the sand
masses stop their dislocation.
In the initial (dynamic) stage of the process the absorption of water
by sand from the surrounding areas takes place because of sand decom-
paction under the conditions of saturation whereas in the final stage
of the process, when the sand masses stop their dislocation, the pheno-
menon of sand dilution may be observed. The process described has
especially revealed itself during the artificial breakdown of submerged
sand slopes.
The circumstance mentioned contravenes one of the fundamental
principles of the critical porosity theory and throws doubt upon the
possibility of its practical use.
The essence of the suggested filtration theory of the water-saturated
sand seismic stability is as follows.
The experiments made by us have shown that any sand with a
density lower than the limit one (n > n) may be subjected to a
further compacting when a percussion takes place. The whole point
is to know the intensity of the dynamic influence required. Thus
originated an idea and a conventional conception about " the critical
acceleration " a , of an oscillatory motion (see the next pages). 'When
this motion is intensive, which is expressed by its maximum accele-
ration a being lower than ct,r (cc < er), the water-saturated sand
layer is under invariably stable condition, whereas when a > me, the
sand passes into a dynamically excited state and gets a tendency to a
further compacting. The process of sand compacting in the given
conditions is hindered by the water contained in soil pores. Its outflow
from the sand is therefore necessary in such volume that a new, more
compact sand composition may arise. An ascending filter flow arises
with a definite " dynamic " gradient J: and corresponding " dynamic "
head Ii, both being variables with the stratum depth z (fig. 1).
An uplift pressure A? lz is evolved in the sand layer, resulting
in suspension of the upper sand masses and in the corresponding reduc-
tion at the considered depth z, of the internal sand resistivity Si,, to
the shear in accordance with the expressions (i) and (2) :
(21
sst = t g
I Psi? Atiltzl tg:p.
where s1 is the sand resistivity to the shear in the water-saturated
stratum on the depth from the earth surface z under static conditions;
sd,,, is the same under dynamic (seismic) conditions; A? is the volume
weight of water; ? is the angle of the internal sand friction.
In composing the expressions (i) and (2) it has been taken into
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5 - r 2014/04/14: CIA-RnPRi_ninAnno .,?,,,?
.01
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R.115
- I ?
consideration that for the sands with a low compaction (which is the
object of our analysis) the cohesiveness c = 0.
In the above-mentioned expressions the angle of the internal friction
is assumed to be constant both for static and dynamic conditions.
The investigation has shown that the expression = Cte holds
true for percussions with the acceleration 9 000 mm/s2, which
corresponds to an earthquake force to.
Fig. 1.
Dynamic regime of the water-saturated sand stratum.
(1) Impervious layer.
(2) Sand.
Regime dynamigue d'un lit de sable salare Wean.
(1) Caliche elanche.
(2) Sable.
The static load /),( at some level is generally composed of the sand
stratum weight itself, and of surface load pressure p: :
(3)
Psi = p,
where -ft, ist the volume weight of sand in underwater position. It should
be reminded that
(1 I
lb= 1*:.? ?
where yo is specific gravity of the sand grains; A? is volume weight
of water; n is the porosity of sand. For the condition o (the case
met with more frequently) the expression (ti) will be changed to
z ? h tg;?-?
Analysing the expression (;) it is easy to note that when //, = o
(which is already known to correspond to the condition a < a,), the
internal resistivity to the shear s.ho, even when the sand is under
dynamic influence, remains without any change respecting to static
_ ?
conditions [sot, = ssil. Moreover, when the equation
hz
is observed, the term of the equation taken in brackets will be equal
to zero. Under the given conditions we come across a case of complete
sand dilution [s,1?, -= 01.
It. is obvious that in such conditions any slope, even the most gentle
one, has no seismic stability.
In other, intermediate, cases the degree of stability of submerged
Fig. 2.
Active " dead " zones in the sand stratum.
(1) Impervious layer.
(2) " Dead " zone.
(3) Active zone.
(4) Line v?
Zone active et :one morle dans le lit de sable.
(1) Conche elanche.
(2) Zone morte.
(3) Zone active.
(4) Ligne
and
sand slopes in different seismic conditions is determined by its stability
factor.
When the angle of slope is equal to that of a natural slope =
its stability factor T, will be naturally equal to unit (r, = i.o). It is
clear that even if a minor dynamic head 1i arises in the slope stratum,
the real danger appears for breaking its stability.
When seismic forces act upon the sand stratum with a considerable
thickness I-I, two zones with different dynamic regimes are formed in
it due to the influence of the sand weight itself : an active zone and
a passive one (" dead ").
In the active zone with the thickness (fig. 2) the condition a >
R.115.
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14 ? CIA RDP81 01043R0017nni9nnni R
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Li
R.115 ? 6 ?
is observed. The sand is therefore in a dynamically excited state here.
On the " dead " zone a acr which secures the sand stability in it.
There is a very important parameter in the " Filtration Theory ",
it is the coefficient of dynamic compaction .0? (Vs). This coefficient
determined experimentally and characterizing the dynamic properties
of the sand under consideration, is found from the expression
tin
=
(11
Thus, the coefficient of dynamic compaction v? shows the rale of
sand compaction in definite conditions. Depending on these conditions
the value of the coefficient. v,? at different depths of the stratum,
may be :
1. Constant (v. = v?= Cte), which corresponds practically to the
resonance regime.
2. Variable ty, = Az)] in the conditions of
a. extinction, with increasing stratum depth, of Ow intensity of the
dynamic activity, v: changing according to the law.
( 8) v.= vo
b. intensification, with increasing stratum depth, of the influence
of the upper sand mass weight, changing. with increasing stratum
depth z, according to the relation
( 9 )
?
=
On the expressions (8) and (9) v,) is the coefficient, of dynamic compac-
tion in the surface layer of the stratum, i. c. when z = o; if is a depth
corresponding to the position of the dead zone, when a = a?. and E are
the parameters characterizing the extinction conditions, with increasing
stratum depth, of dynamic regime intensity.
In order to determine the values of the dynamic head h, and the
gradient when v. is changed, with increasing stratum depth, according
to the expression (9) and supposing at the same time that 'J:717
which corresponds to the most important for solving the question
initial period of compaction of relatively loose, sands, the following
expression once was suggested
f
[? 112
(to) = - i: 4- - - --]
,, )
where JC is coefficient of filtration of the sand stratum (m/s); the other
symbols are the same as previous.
After integrating this expression derived from the condition of
- 7 ? R.115
balance of the water flowing from the sand stratum during its addi-
tional compacting we have finally :
I II
V 0 i
h? 5E1(11 ? ;2 ? TT, 2 _ )]
Let us find by differentiating the expression (11) the value of the
dynamic gradient J. corresponding :
Vio \ jf (pct._ I.
dz
For the case of if e. when the coefficient of dynamic compaction
remains constant at different depths z of the stratum (v- = Cte), the
expressions (11) and (12) arc simplified as follows :
[ z2)1,
(12')
.1t)
?12= (IiiII ? )1.
It is to be noted here, by the way,' that these expressions correspond,
in particular, to the resonancil, regime of the water-saturated sand
stratum.
The expressions (ii) and ( 2) answer the general case, when the
coefficient decreasing with the growing rilepth, remains even at the
foot level greater than zero (- > I-I), provided the thickness of the
stratum DC is relatively low.
When solving the given problem we met more often with lf
For this case which will be used further in our analysis the expres-
sions (II) and (12), when I-I is substituted for the value of if in them.
will be as follows :
I I 3
I
= '")
2 X
?v?.[Jf
Ot
-
e ? Z.=

? 2 Z
9/1
1Jf I
z2
e ?
Analysing the expressions (13) and (14) we can see a linear rela-
tionship of the dynamic heads 113 and the gradient J. to the coefficient
of dynamic compaction v , linearly depending, in its turn, as it has
been shown bytthe experiments, on the acceleration a of the oscillating
motion.
Figure 3 illustrates the character of changing 113 and J., with increasing
stratum depth z, in relation to different values of a for a particular
case in conformity with the expressions (13) and (14). It is to be noted
that 113 and J. have some limits li:.was and J.?,a, in their possible
development. The maximum value possible of the gradient J. of the
ascending stream corresponds to the state when the sand grains are
completely suspended hydrodynamically.
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? 5
-Yr 4/0 . -RDPRi_nina ,a 4
A n
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R.115 - 8 ?
The value of J., is determined by the known condition
,
15 ,7cr A., it
J , is generally near unity.
This condition defines also the critical (limit) values of the
head .:. When J. = Jrr, the complete suspension of sand
grains occurs with a full loss of internal cohesive forces. Only upon
this condition the sand passes into dilute state (suspension). At all
h 20 15 10 5 0
0.5 tO
h2z =- 4L7-22 +L3
k 3L
L= 20m Air
11=30m
3
vl [ 1Z2
Jz 2k L
= - 2 L- 2z +
III
411111111
CC3 CC2 CC
I I I
I 11 I
1 I
10
15
20
? L-z
"a L
i7/ //;/.,
.% ?
. . . ? .
. ? ? ? .
Zm
Fig. 3.
Change of the dynamic head (h,) and the hydraulic gradient (JO on the depth (z),
from the water-saturated sand surface with the filtration factor K = 17.28 mIday, ,
with the acceleration of the dynamic action being 2,?= 1.73 (lay-1),
2, (.3= 2 59 day-') and 23(13= 3 46 (lay-').
(1) Impervious layer.
Changement de pression dynarnique (h?) et du gradient hydraulique (J?) suivant
la prolondeur (z) de la surface du sable suture d'eau, avec un facteur de filtra-
tion 17,28 m pendant 24 lien influence dynamique a acceleration, a, ( = 1,73/2411),
a2 = 2,59/24 h), 23 = 3,46/24h)
(1) Couche (Manche.
other values of J:, < Jr only partial suspension of sand grains Lakes
place with a partial loss of internal cohesive forces.
As it follows from the expression (iii) and figure 3 the gradient J:
increases with the increase of acceleration cc and the decrease of the
depth z of the level under consideration to the above-mentioned
limit Jc, ho corresponding to the value of h: = z. Moreover,
in spite of increasing the dynamic intensity with the acceleration cci,
the gradient retains its constant maximum value ,,,a. 1.0 with the
? 9 ?
R.115
simultaneous increase of the thickness of the diluted sand stratum
spreading gradually on more and more depp vets (fig. 3). The dynamic
head follows the hydrostatic law of pressure h, = z within the dilute
layer. Deeper, down to the level if a curvilinear change of h: occurs
with the depth z to its value of lower, within thed cad zone, he retains
cc cr mmlsec 2
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
-
NN
>1
1-0,5
ti?52-512,117
40.10
4
1
0,4
1,4
26.2
69,1
2,9
\
2
3.3
222
46.0
28,2
0,3
3
0.2
0,3
4.1
U6,19,5
7
4
2.1
3,5
37.3
49.0
81
2
_
1
?
3
-3
r,0
-s-
t,
?
e
1
1
L
I
V
e
I
10,
wiz
1
1
. . ..
34
35
36
37 38
39 40 41
4
/1 70
Fig. 4.
Relationship of the critical acceleration (aer) to the porosity n of different sands
(1) Stalingrad sand.
(2) Sestroretzk sand.
(3) Novinka sand.
(4) Kairak-kum sand.
l'acceleration critique (cc,.,.) de la porosite de (livers sables
(1) Sable de Stalingrad.
(2) Sable de Sestroretsk.
(3) Sable de Novinksk.
(4) Sable de Ka frakkumsk.
Dependance de
its constant value. 11 is obvious that in this zone J, = o,
to the fact that the ascending water streams are absent
zone ").
The analysis of the expressions (13) and ( t 4) confirmed
laboratory and field tests shows the low seismic stability
saturated loose fine-grained sands. The sand dilution
spreads often on a very deep zone, even if the sand stratum
is relatively small.
which points
here (" dead
by numerous
of the water-
thus arising
thickness (H)
ii
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R.115 10 - -
Due to this circumstance it has been required, for practical purposes,
to prevent the sand (of the submerged sand structures) from passing
into a dynamically excited state in order to secure the seismic stabi-
lity of such structures. In other words, it has been required that at
any point of the submerged sand stratum ithin the structure itself
or in its foundation, when some seismic forces act upon it with the
C4Cr
1000
900
d00
700
600
500
400
300
200
100
)71171/SET2
2
Bw
0,3 0,4 0,5 0,6
Fig 5
Itelationship of the critical acceleration (a, r)
of sharpl? angular and well-rolled sand to the relative density D?.
(1) Sand with sharply angular grains ? a < o.25 1nin-72 00
(2) Sand with well-rolled grains : < 0.23 Min-72 %
(3) Sand with well-rolled grains : <
o.25 mni-
I)?endance d'acceleration critique (1,.,) du sable
d'une forme acutangle ci bien route de la (tensile relative D?.
(1) .Sable a grain d'unc forme aculangle < nun-72 %
(2) Sable a grain bien route ? x < o,25 mm-72 %.
(3) Sable a grain bien route ? x < mm-9i %
intensity corresponding to the given nature conditions, the following
condition should be observed :
(1(;)
where 2,r- is the critical acceleration of the given sand on the stratum
depth z in the seismic conditions under study.
Hence, the question arises about the nature of the critical accele-
ration as well as conditions and factors capable to affect its value.
? 11 --
R.1.15
The striking inverse relationship of a?, to the sand porosity
tar,: f(n)1 has been stated by numerous experiments. Furthermore,
it has been noted that the critical acceleration for the sands with a
different granulometric composition and a different degree of aroundness
may be quite different, even if the porosity of compared sands is the
same. Both principles described above are illustrated by figure 4.
In many cases it is interesting to represent the critical acceleration a?
corresponding to the sands as a relation to the relative density D?
(fig. 5). Besides, the definite linear relation Zr to the value of the
additional load po and to the weight proper of the sand has been noted.
cr mm/secz
3000
2500
2000
1500
1000
500
I
cc*
sc*
\\
-Oa
-._
itis
____
nn
0 0,050 0,100
U,CUU u.e50
Po Kg/cm2
Fig. 6.
Critical acceleration (act.) for the fine-grained sand with the porosity n = 41 %
depending on the load P, at the different oscillation frequencies (/).
Acceleration critique (cc,.r) pour lc sable de lines parlicules avec in porosite n = 41 ?A,
en fonction de In charge P0 en differente frequence (I) des variations
However, special experiments have shown this relation to be more
complex than it was supposed, and to be connected in the first place
with the oscillation frequency, the acceleration a being the same.
The principles shown above are illustrated by figures 6 and 7 composed
from the experiment data of fine-grained, well rolled sand with the
porosity a = 4
The value of the critical acceleration a r, as a rule, reduces sharply
with the reduction of sand density. When the relative density
D?. = 0.10-0.15 is near n,??? the sands become seismically unstable
already under the seisms with accelerations from 3o to too mm: s2
(of the seismic force 5 to 6).
Moreover, as it may be seen from figures 6 an,d 7, the value of the
critical acceleration ar, generally increases with the additional load pa,
which is quite logical. However, when the oscillation frequency is
rather high, approximating to that of the water-logged sand system
itself (1 15-25 Hz), this relation weakens greatly. In such condi-
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,--
R.11.5 ? 19 ?
tions the stabilizing role of the stratum weight, proper is quite insi-
gnificant.
0
Very interesting data have been received when studying the seismic
characteristics of cohesive soils. Figure S shows the data of the expe-
riments made on samples of different. sandy clays with both a disturbed
structure and monoliths taken from the Go In deep pit in the core of a
cC cr
2800
2600
2400
2200
2000
1000
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
mcnIsec 2
i. .
P= 0,25ftglan2
"9/tiliz
'
"9/co
Jo
4:9/coe
S''''.9froe
a
ill?
L:80,?
1
...
-
.0'gls?
d9,-
'
.
P=0
0
2
4 6
8 10 12 14
16
18 201'
Fig 7.
Critical acceleration (ct?) depending on the oscillation frequency (/);
fine-grained sand; porosity n =4 I %.
Acceleration critique (cc,r) en lonction de la frequence de variation (I);
le sable de fines particules; porosite n = %.
dam of the Mingetchaour Hydroelectric plant (fig. 9). This Siin
high dam is constructed on the river Kura (Caucasus) by hydraulic-fill
method in the region of seismic activity force 9 (the seismic accele-
ration a = 5oo mm/s2).
The characteristic of cohesive soils is the relation of their dynamic
regime to the duration of seismic action upon them. Therefore, " the
seismic critical acceleration" (user) may be taken as a criterion of seismic
stability for such soils.
To determine acs, it has been reasonable, because of the usually short
? 13 ?
R.11.5
duration of a seismic action, to choose a period of 5 mn. Thus, " the
seismic critical acceleration " is considered to be such an acceleration
limit of the oscillatory motion under the action of which during 5 mn
C4 r ? mmIsec2
4500
4400
4200
4000
3800
360
3400
320
300
260
250
240
220
200
160
1601
140
120
100
60
60
4
2
U
I
1
?"l
\
?
\
?..
?
\
\
\ ',is,.
.-...
....z...---
.....JL=23,5
? =21
cl, 0...._!__
?d=20,2
2
I
1
1
\
\
d f5,1
,
N\
.........
\ No.,
*-1:,
--0
Ct. 131
.
1
/
?..
..
?
? ...._
---
ct= 111
I..r)
N\ `-..,.......L.f.9
N.
,
1
s..
\
ct= Z2
1
7
"N
\...
)
--,.
__d=4,7
0
0
0
'0
?
cf....12
d=11
9 4 :..
.67t:
d=35
d=f9
-

??o
39 40 41 42 43 44 45 46 47 n?.
?
Fig. 8
Critical (seismic) acceleration x,`,. for the cohesive soils
from the hydraulic-filled dam core of Alingetchaour droeleetric plant.
Acceleration seismique critique pour le sot d'argile
nogau du barrage en alluvial de la emirate hydraulique de Minguelchaoursk.
the soil still preserves its stable state. It is clear by the foregoing that.
at any higher acceleration (a > as?) or at the dynamic influence of the
oscillations with the acceleration co.r on the soil during a period longer
than 5 mu, the soil will pass into a dynamically excited state. This
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R.115
II
state will result in I he further compacting of the soil and in the appea-
rance of the (1,), mimic head in its stratum which may be fixed by means
of precision measurement instruments.
autogenous cutting of a hatch in a metallic partition
of the pit for selecting mouoliths from the core of the Mingetelmour dam
(mitpure par sondage anloyenc Wan Iroa flans Ia mind nu;tallique (ran !trawl
pour It chola. (run inanaliThr da barrage de lliagat'lrhaoursk
Applying again to figure 8, the folliming important statements n .
be pointed out .
1. The seismic stahilit Of undisturbed cohesive soils (monoliths)
with the similar densit and moisture content is much higher than that
of disturbed soils due to the former having internal structural connec-
tions.
2. The seismic st:0)dik of undisturbed cohesive soils increases N%
the increase in the ?011 i.f tine cl.)? particles with the size less
than o.005 min (d "? ,n
;*?
- 15 --
3. The seismic stabilit) of certain aria ies of disturbed cohesive
soils with soft (and especially liquid) consistency may be very low.
Before passing to the next question it is to be noted here that the
determination of cc , or zs, is carried out in laboratory with the following
conditions being obATved. The critical acceleration (cc, or
determined as to its magnitude by natural properties and charac-
teristics both of sand and cohesive soils. Due to this fact, the value
of the critical acceleration is to be determined experimentally in each
particular case relative to the soil and density given. As mentioned
above, the values of the critical acceleration, besides other factors,
are also determined by the oscillation frequency (1). This circumstance
forces us to carry out the experiments on the determination of ccr, or ix;.,
in relation to the given frequency and amplitude of oscillation charac-
teristic of a particular local nature.
In determining the duration of the test period is also to be defined
more exactly relative to a particular case under study (in our case it
is 5 mn). The process of determination of ce, or ce? consists of vibra-
tion of some submerged soil on a special small vibrating table, observing
the above-mentioned regime, with the amplitude being increased up to
the moment when an additional soil compaction is detected by means
of a dial indicator (fig. 10).
The regime corresponding to the critical acceleration is considered
to be reached when an additional 0.1 % soil pore compaction is noted.
AL the same time, the checking of the appearance of the dynamic
head hz within the sample being tested is carried out with the help
of ,1neasuring instruments the critical acceleration being calculated by
the known formula :
(,7
R.1.15
where
A is oscillatory motion amplitude,
/ is its frequency.
When necessary, the test is carried out with an additional load of
soil (pa). On the ground of the data given above very important and
logically justified deductions may already be made about a relatively
high seismic stability of earthen structures made " dry " of cohesive
(sandy loam) materials and of sand, the latter being placed into the
body of the structure with a proper compaction.
It. is clear by the foregoing that the external sand edges and espe-
cially the submerged upstream slope are the most susceptible parts
of core dams made by hydraulic-fill method.
Analysing the question under consideration it may be seen that in a
number of cases the core pressure on external sand edges is not respon-
sible for a failure of such structures, the reason of the failures having
to be searched in the low stability of the protecting edges themselves.
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lowever, the hydraulic-fill dams of sand may
seismic stability, possible due to their usual
erecting such structures in the regions of seismic
of their seismic stability is believed to be quite
In the light of the method described, the first
often have the lowest
low density. yhen
activity, the checking
obligatory.
stage of such compu-
foregoing method, should be increased 1.1 to 2 times. The designed
density (porosity or volume weight of the skeleton) of the sand depo-
sited into the structure body is determined on the basis of laboratory
or field experimental data. When a lot of such experimental data are
available, their guaranteed mean values are found by the mathematical
statistics methods. After that, the experiments are carried out (without
any additional load) for determining the value of the critical accele-
ration aEr in conformity with the designed sand density (porosity n)
and a given oscillation frequency f. The comparison is then made of
the designed value of the seismic acceleration (a...0) to the critical
value received (2,r).
Asv///,,..
./,"i'//%& /),c ,/
Fig l?p.
Laboratory experiment
for the determination of dynamic parameters of sands and
Essai de laboraloire
pour la determination des caracteristiques dynatniques des sables 0,r et .0,0
tation consists in the determination of the seismic regime characteristic
of a given particular case in the region where a structure is to be erected
(seismic force, corresponding to it seismic acceleration, usual seismic
oscillation frequency, duration of the oscillatory motion).
Sometimes, when defining the designed dynamic regime of a structure,
it may be necessary to consider the free oscillation frequency of the
sand stratum itself (20 to 25 Hz). Furthermore, to get the designed
index aca , the value of the seismic acceleration a determined by the
lig. ii
Measures to increase the seismic stability of sand structures.
(1) Compaction.
(2) Material
(3) Slope flattening.
(4) Additional load.
Mesures (1'i:rah:ration de stabilite seismique des constructions en sable.
(1) Compactage.
(2) Materiel.
(3) Emplacement de in pente.
(4) Charge additionnelle.
When the condition acso a,r is observed in all parts of the struc-
ture, its seismic stability may be considered sufficient, otherwise
(i> aer) some protecting measures are necessary (fig. ii and 12).
The first and most simple measure to be taken is to erect the structure,
if possible, from another sand, which has a higher seismic stability and
a higher value of the critical acceleration, securing observance of the
condition a r. If there is no possibility of doing this, the ques-
tion arises about an artificial sand compacting in the structure to be
erected. This is very difficult to do in practice, especially when filling
nto water with a great underwater stratum, even if vibrofloats arc used.
Field tests are now being carried out successfully on the compacting
of sand masses in underwater state by blowing compressed air into them
according to the author's method and in conformity with the suggestion
of engineer Grigoryev and others. The necessary degree of sand
compaction is determined again experimentally to secure the condi-
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R.115 ? 18 ?
tion acd R.-. ?ter. Under some circumstances a question may be raised
to use the fact of increasing the designed value of critical acceleration
at the expense of additional loading the slopes by some material. It is
usually the upper levels of a sand body that needs such an additional
loading, since an influence of the sand weight proper is revealed here,
as a rule, very slightly.
The most simple solution of this problem is to replace sands with low
Fig. 12.
Measures to increase the dynamic stability of sand structures.
(1) Raising of structure
(2) Draining.
(3) Antifiltration measures :
(a) Scren;
(b) Core;
(c) Diaphragm. ?
crest.
Mesures d'acceleration de la stabilite dynamique des constructions en sable.
(1) Surelevation d'une crele de la construction.
(2) Drainage.
(3) Mesures d'anti filtration :
(a) &ran;
(b) noyau;
(c) diaphragme.
stability in the upper levels by other sands which have a greater seismic
stability or simply to add sands with a greater stability to those with
a lower stability. The idea of this method is to secure, at the expense
of a higher dynamic stability of the replacing sand, the seismic stabi-
lity of the upperlevels and at the same time to load the sands with a
lower stability within the structure body up to the necessary limit.
It is obvious that for the purposes mentioned it may be sometimes
reasonable to use stone, broken stone, or pebble as an overburden on
the slope. The seismic stability of such materials may be considered
sufficient without additional testing. In many cases it is feasible to
R.1.15
use sand with a higher dynamic stability (coarse-grained and medium-
grained badly rolled sands) as an additional sand layer.
It is clear that the sand to be used must agree with the condi-
tion ace< okrz. In all cases, the required thickness of the additional
load layer is to be determined according to the relation of the critical
acceleration value to the additional load weight a, = 1(p).
It goes without saying that in this case special tests with the addi-
tional load must be carried out to determine the relation mentioned
for the sand to be used at a given oscillation frequency. Sometimes
the question can arise of using two different kinds of sand in one sLruc-
Fig. 13.
Version with using two different sands in a structure.
(A) With low stability
(13) Stable (2,, > 2).
(C) Protecting stone layer.
Version de l'utilisation de deux sables :
(A) Pelt stable.
(15) Shark (2,, >
(C) Couche de protection en pierre.
tare. In that case, the sands with a less dynamic stability must be
placed in the internal parts of the structure body where they could
stay under a considerable overburden of sands with higher seismic
stability (fig. 13).
In a second version the same low-grade sand may be used as an
overburden, but it must be a greater seismic stability because its arti-
ficial compacting to the necessary degree and depth, to meet the demands
for the same condition ar.o< ae, and for the known relation of
to the stratum weight itself (fig. 14).
The proper effect may also be attained by sharply reducing the
depression curve in the structure body provided a good conjugation
of the screen and the impervious layer in the structure foundation is
possible (fig. 12). In this case the increase of the seismic stability of
water-saturated sand masses can be attained by means of increasing
the stratum of stable dried sand which results in increasing the influence
of its own weight upon the underlying beds. At. the same time measures
may be taken which are not able themselves to increase the seismic
stability of the structure but they can prevent a possible break of
upstream waters when a failure of the upper slope occurs. A consi-
derable increase of the dam crest and diaphragming the structure may
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R.115
-- 90 ?
be named among these measures. In the latter case the diaphragms
of different design or water-proof core are to be used. The author
himself witnessed a failure of the upper slope of a large sand dam
when the core and the sheet piling saved the structure from a break
of upper water and the whole hydraulic complex from a great damage.
The above deductions and recommendations were put successfully
to experimental testing in a large vibrating gutter in field conditions.
In conclusion a notice must be given regarding the flattening of
submerged sand slopes as a measure of increasing their seismic stabi-
lity (fig. This measure has a double significance. On one hand,
the slope flattening results in reducing the tangential stresses acting
in the slope stratum and thereby in increasing the stability of the slope.
Fig. i.
Version with artificial compacting of sand in a limited zone.
(A) Sand without compaction
(B) Compacted sand
(C) Protecting stone layer.
Version dtz compaclage artiliciel du sable dans to zone limitee
(A) Sable sans compactage
(13) Sable plus compact.
(C) Couche de protection en Pierre.
On the other hand, in such a slope, as compared with a steeper one,
water outlet passages from its body are increased as a result of sand
compacting under the influence of seismic oscillation. The increase
of I-I, in accordance with the expressions (i1)-(12), leads to the increase
of the dynamic heads and gradients (h: and Jz) arising within the
stratum, which gives quite negative results. As our large-scale expe-
riments have shown this circumstance often results in reducing the
seismic stability of a structure with more gentle slopes. Therefore,
great care is to be taken in such cases and a thorough analysis of all
the conditions must be previously done. The possibility in principle
is also to be noted of increasing the seismic stability of local structures
by their draining according to point 2 of figure 12. However, expe-
riments carried out in this direction have not given economically
justifiable results.
In the foregoing deductions and recommendations we generally
proceeded from the condition cc al.-- tzer. This circumstance is directly
connected with the dynamic regime of water-saturated sand masses
with low density owing to such regime it is often impossible to use
R.115
practically in the calculations under consideration a partial decrease
of their internal resistivity to the shear due to dynamic head influence.
In such conditions the formulae (i 1)-(11) for determining and J:
are of great importance for finding out the nature of the phenomenon
under study and for defining the real reasons of one or another failure.
Moreover, when the sand is sufficiently compact, the seismic stability
of the structures under consideration may be directly related to the
dynamic regime of the stratum, taking into account hz and .1, and a
(.eneral view of experimental vibrating
unit with a capacity amounting to o ton of the water-saturated sand
with vertically directed oscillations
Vue gi;m;r?le de l'inslallation it vibration
capacile de 9 t de sable sature treat: avec les vibrations verticales.
time factor. 13ut the solution of the latter problem oversteps the
limits of this report.
As it appears from everything described above, to determine the
stability of submerged sand structures it is necessary to determine
experimentally the critical acceleration Zr and sometimes the coefficient
of dynamic compaction V, characteristic of the sand under conside-
ration under given conditions of the seismic regime.
The determination of these parameters, as it. was shown above,
is carried ouL on special vibrating tables in laboratory conditions which
provide the possibility to carry out the experiments with a necessary
additional sand load within the large range of oscillation frequency
(from o.5 to 30 Hz), with the oscillation being directed horizontally or
vertically.
The necessity to solve a number of problems both of theoretical and
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R.115
of practical character compelled us to make for large-scale experiments
a vibrating tank (fig. 15) and a vibrating gutter (fig. t6) with capacity
amounting to 9 and 25 ton of water-saturated sand respectively.
On these units fitted with electronic measuring devices a great cycle of
experiments has been carried out, including several hundreds of expe-
riments made under various conditions which allowed us to prove
Fig. 16.
Field vibrating gutter
with a capacity amounting to 25 ton of water-saturated sand
with horizontally directed oscillations.
Fosse de champ a vibration
dont la capacite est de 25 t de sable salute d'eau avec les vibrations horizontales.
and develop the above theoretical and practical principles and recom-
mendations.
In conclusion the author considers his pleasant duty to mark the
great creative work in the developing of the filtration theory of the
seismic stability of submerged earth structures of the engineers
L. Tikhomirova and D. Trifonov-Jakovlyev (measuring devices),
J. Khokhlova and J. Maksakova (laboratory experiments), B. Tomyan
(time factor and the influence of the stratum weight proper), the work
of his pupils ? post-graduates engineers N. Valishev (dynamic regime),
J. Velly (seismic regime of cohesive soils), K. Filippov (the angle of
friction of the sand under dynamic conditions), P. Grishin (large field
gutter), and at last bachelor of engineering science, the chief research
worker V. A. Jershov, our nearest assistant in all investigations, whose
thoughtful work helped to develop The Filtration Theory.
- 93 R.115
SUMMARY.
Dams built hydraulic fill methods have usually low density
(D? o.25-o.35). This factor does not permit to construct such dams
in regions of seismic activity but to use other type dams ? earth-
filled dams.
For providing seismic stability of the earth structures the high
expensive constructive work lakes place, in particular protecting stone
layer.
At the same time the analysis of this problem gives a possibility to
provide suitable seismic stability of the earth structures by using the
protecting measures in limited scale or without them at all in certain
circumstances. This method may be used at corresponding choice
of sand material, when hydraulic filling provides proper strength of
a structure.
The report, on the basis of the theory proposed by the author and
supported by many experiments, shows the way of obtaining the strength
of the structures which is necessary for providing seismic stability of
the structures of any kind in one or other conditions.
Rtsurat.
Les barrages en lerre construits par la inethode de remblayage hydrau-
lique solnl earacWrises crhabilude par one compacile insuffisante. Ceci
a pour cause que, dans beaucoup de ens, on renonce it rectification desdites
constructions dans les regions sismiques, et Fon passe it des ouvrages
fails A sec.
Pour assurer la stabilite sismique des constructions en terre, on est
frequemment oblige d'utiliser des methodes coilteuses, en particulier
des revelements en pierre.
L'analyse de cette question, se basant sur la theoric proposee par
l'auteur, montre que pour augmenter la stabilite des ouvrages realises
par la mottode de remblayage hydraulique, lesdites mesures de defense
ne sont pas necessaires sur one telle echelle, qu'elles peuvent etre
reduites, et, dans certains cas partieuliers, on peut y renoncer comple-
lenient.
L'essentiel de Indite theorie consiste en ccci : lors de l'ebranlement
de la masse de sable par tine force suffisante, determinee par sa densite,
apparait one tendance &augmentation de la densite de la masse.
Dans ces conditions, dans la masse de sable saturee d'eau, nail nue
contre-pression, qui abaisse sa nisisLance au cisaillement. Dans des
conditions particulieres un tel fait petit 'etre In cause de la perte de
stabilite des sables immerges des ouvrages envisages, avec toutes ses
consequences.
Une situation pareille devient d'autant plus dangereuse lorsque,
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Rel
?
-Yr 2014/04/14: -RDPR 4
A rs
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R.1.15
? 24 ?
dans des cas reels, la resistance au cisaillement des masses dc sable
saturdes d'eau, tombe au zero.
Dans cc cas, nous sommes devant un phenomene de dilution du sable
et de son impuissance a soutenir une charge quelconque.
L'analyse des donnees montre que l'ouvrage dolt etre exempt de
n'importe queue augmentation brusque de sa densite, quelle qu'en soit
In cause et, en premier lieu, l'action de secousses sismiques. Ce but est
atteint par le choix du sable, quand un remblayage hydraulique augmente
In force propre de la construction.
Les donnees citoes dans cc rapport, ainsi que in methode etablissant
le conmortement dynamique des sables, permettent d'obtenir le degre
de condensation du sable dans le corps de l'ouvrage, ou repaisseur
necessaire de la couche supplementaire, conformement aux difTerentes
conditions.
Les conclusions de cc rapport soft basees sur des experiences faites
sur une large echelle.
Les donnees otenues elargissent les perspectives d'utilisation des
procedes hydromecaniques dans les ouvrages de terre, l?? leur utili-
sation etait restreinte.
Extrait du Sisieme Congas des Grands Barrages.
New York, 1958.
152903-58 Paris. ? Imp. GAUTHIER-VILLARS, 55, vat des Grands-Augustins.
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondlale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 116
QUESTION N? 21
L. BERNELL
(SWEDEN)
PREUVE
Reproduction interdlte
DETERMINATION OF PORE PRESSURES
IN EARTH DAMS DURING CONSTRUCTION (*).
L. 131F.11NIF.LL,
Swedish State Power Board.
In questions dealing with the stability of earth dams, iL is necessary
to consider the conditions during construction. If wet-compaction is
used, high pore pressures may arise with the result that the most
unfavourable stability conditions will be caused during the period of
construction.
In the past few years the Swedish Stale Power Board has constructed
several earth dams provided with a core fill consisting of wet-compacted
moraine (Nilsson and Lofquist, 1955). The measurements in these
dams have slim\ n that the decrease of the pore pressures is dependent
not only on the dimensions of the core but also on the characteristics
of the moraine. It has been found that the consolidation process in
moraines is chiefly governed by the /-value, that is to say the content
of the finest soil constituents < 61.1. (Bernell, 1957). Clayey soils are
characterized by high values of f, and the effect of the pore pressures
on the stability must therefore always be considered if such soils are
used in wet-compacted fills.
(*) Determination des sous-pressions pendant la construction des barrages en lerre.
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R.116
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9
Analytical methods for calculating the magnitude of the pore pres-
sures during construction have been proposed by Brahtz and May (1936),
Hilf (1948) and Bishop (1952). These methods are based on the
assumption of one-dimensional flow of the consolidation water. In some
simple cases the calculation of the two-dimensional process of conso-
lidation can be based on the simplifying assumption that the excess
water escapes out of the core only in one direction (Biot, 1941;
Carillo, 1912).
A paper submitted to the 4th International Conference on Soil
Mechanics and Foundation Engineering contains a description of an
electrical analogy equipment, which can be used for studing two-
dimensional flow problems (Bernell and Nilsson, 1957). This equipment
gives the solutions of the differential equation
v. 012 It d2 it\
;11 ?f1,,?= )'
which is valid for two-dimensional flow on the simplifying assumption
that the coefficient of consolidation c, is constant during the conso-
lidation process.
The common cases shown in figures i and 2 have been solved by
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10
10
Tii-ne of consohdohon /." clays
Fig. 1.
Pore pressures in wet-compacted fill during consolidation
at constant load = o m.
Pressions inlerstilielles dans un rem blai compacle par vole Immide
petulant la consolidation sotts une charge constattle. lI = 10 in.
10
means of this equipment. The case shown in figure i represents a
core fill, 1 o m in height with the slope angles p: The fill is founded on
an impermeable base and provided with pervious shoulder material.
The curves shown in figure I represent the solutions for c, = o. z cm2/s
in the case of consolidation due to a constant load. The consoli-
dation load is assumed to be produced by the weight of the whole
120
40
0
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R.116
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T,me c/' co/7. tohclo//o/7 ii,ecys
, Fig. 2.
Pore pressures in wet-compacted 1111 during consolidation
at constant load. II = 20 M.
Pressions interstilielles dans un remblai compach! par vole humide
pendant la consolidation sous lute charge constanle. 1-1 = .!o
104
A'Cly ..kne .1015,
1955
Fig. 3.
10 70 3,3
49
Scale
kips/ September
I.asele rocic fill dam.
Pore pressures in core fill measured during construction
Barrage en remblai roe/wax a Lasele
Pressions interstilielles dans lc rentblai dii noyau.
mesurees pendant la construction.
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Cc/ober
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1
R.116
? -1 ?
embankment, and the initial pore pressures in every point of the 1111
are assumed to be 100 %. The case shown in figure 2 represents the
same core 1111 immediately after that stage of construction in which
the dam reaches its full height 90 in.
Because of the climatic conditions, the period of construction of
earth dams in the North of Sweden is generally limited to 6 or 8 months
a year. During the first stage of construction the magnitude of the
\I
C k
/-
0\\\E
.,.
,I %, \
5 OIld 50OC/
Sandy moratne
\ \
F. ....... .... 7..... ,
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Oriceer
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...........,-___
?
Novemler.
iV54
Decemter
%January
fetruary
IOC<
Mars
Fig.
Bergeforsen earth dam.
Pore pressures in core fill measured during construction.
Barrage en (erre a Bergeforsen
Pressions interstilielles dans le remblai (In noyan,
mesurees pendant la construction.
pore pressures becomes approximately equal to 100 %. From the
curves shown in figures i and 2 it is seen that, a thin core consisting
of a moraine soil with c, = o.I to 0.01 cm2/s, the pore pressures will
decrease more than 5o % during the available time.
In more complicated cases the pore pressures can always be deter-
mined by means of the electrical analogy equipment, or can be esti-
mated from measurements made in wet-compacted dams. Figure 3
shows the rock fill dam at Lasele. The core fill in this dam consists
of a clayey moraine with a relatively high value of /, 16 to 20 %.
_ 5 _
R.1.16
The core was made of wet All, causing high pore pressures during the
first stage of construction. However, after six months these pres-
sures had decreased to about 4o %.
Figure 4 shows the earth (lain at Bergeforsen. This dam has a
core consisting of a more permeable moraine than that used in the
Lasele dam. In this case the value of / ranged from 6 to 8 %. The
pore pressures in the Bergeforsen dam decreased rapidly during the
first stage of construction, and after 6 months the pressures amounted
to only about 3o %.
The results relating to these dams show that the high pore pressures
are of special interest during the first stage of the construction period.
Therefore the stability investigations must regard this stage as the
most unfavourable during the construction.
REFERENCES.
L. BERNELL, The Properties of Moralizes (Proc. 4th intern. Conf. on Soil
Mechanics and Foundation Engineering, 1957).
L. BERNELL and R. Nmssox, Electrical Analogy Equipment for Solving
Non-stationary two-dimensional Flow Problems (Proc. 41h Intern.
Con/. on Soil Mechanics and Foundation Engineering, 1957).
M. A. BIOT, General Theory of Three-Dimensional Consolidation (J. Appl.
Phys., vol. 12, 1941).
A. W. Bisnop, The Stability of Earth Dams (Thesis London University,
London, 1)52).
.J H. A. BRAIITZ and D. R. MAY, Proposed Methods of Calculating the
Stability of Earth Dams (Second Congress on Large Dams, Washington,
1936).
N. CARILLO, Simple Two and Three-dimensional Cases in the Theory
of Consolidation of Soils (J. Math. Phys., vol. 21, 1942).
3. W. Him:, Estimating Construction Pore pressures in Rolled Earth
Dams (Proc. Second Congress on Soil Mechanics and Foundation
Engineering, 19 i8).
T. NII.SSON and B. LOFQUIST, An Earth and Rock fill Dam on Stratified
Soil. The Wel Fill Method (5111 Congress on Large Dams, Paris, 1955,
Report No. 32).
SUMMARY.
The use of the wet fill method for the construction of cores in earth
clams causes high pore pressures during construction. In some simple
cases the magnitude of these pressures can be computed by means of
methods which are valid under one-dimensional how conditions.
The determination of the pore pressures in the cases of two-dimen-
sional llow of the consolidation water can be made by means of the
electrical analogy equipment described in a paper submitted to the
Fourth International Conference on Soil Mechanics and Foundation
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R.116
6
Engineering (Bernell and Nilsson, i957). The results shown in the
figures and 2 were obtained by means of this equipment. In figure
the curves show the decrease of the pore pressures during the first
stage of construction at the points B and M of a core fill having the
height I-I = r o In and consolidating at a constant pressure which the
embankment produces by its own weight. The curves in figure
refer to the consolidation of the core fill during the time when the
dam is built up to its full height = 20 in.
In the past few years the Swedish State Power Board has constructed
several earth and rock fill dams about 90 in in height. Because of
the climate conditions, the construction time is generally limited to 6
or 8 months a year. AL the beginning of this time the magnitude of
the pore pressures is about 100 From the curves shown in the
figures i and 2 it is seen that the pore pressures will decrease rapidly
in a thin core consisting of a moraine soil with c o. i to 0.0 i cm2/s.
In more complicated cases the pore pressures can always be deter-
mined by means of the electrical analogy equipment, or can be estimated
from measurements made in wet compacted dams. The figures 3 and 4
show two clams where the pore pressures were determined during
construction. The results relating to these clams show that tile high
pore pressures are of special interest at the beginning of the cons-
truction period.
RESUME.
L'utilisation du proc? de remblayagc par vole humide pour l'exe-
cution des noyaux des barrages en terre cause des pressions intersti-
tielles elevees pendant la periode de construction. Dans quelques cas
shnples, la grandeur de ces pressions peut etre calculde au moyen des
methodes qui sont applicables sous les conditions d'ecoulement A tine
dimension. ?
Dans les cas d'ecoulement A deux dimensions de l'eau de consoli-
dation, la determination des pressions interstitielles peut s'effectuer A
l'aide du dispositif d'analogie electrique qui a MAI decrit dans un rapport
presenle an Quatrieme Congres International de Mecanique des Sols
et des Travaux de Fondations (Bernell and Nilsson, 1957). Les resultats
,reproduits clans les figures i et 2 ont etC obtenus au moyen de cc dispo-
sitif. Les courbcs de la figure 1 representent le decroissement des pres-
sions interstitielles au cours de la premiere &ape de construction aux
points B et M d'un remblai de noyau, dont la hauteur est = 10 m
et dont la consolidation a lieu sous tine pression constante que le terras-
sement produit par son propre poids. Les courbes de la figure 2 se
rapportent A la consolidation du remblai de no3rau durant l'etape
de construction oil la hauteur du barrage est portee i sa valeur
finale = 20 in.
Pendant ces dernieres annees, la Direction de l'Inergie 1lectrique de
FEtat Suedois a construit plusieurs barrages en term et en remblai
,
7---
R .116
roeheux dont la hauteur est de ,o in environ. A cause des conditions
elimatiques en Suede, In duree des travaux de construction est, en general,
Ihnitee A 6 ou 8 mois par an. Au commencement de cette periode,
In grandeur de la pression interstitielle est d'environ ioo c,vo. Ainsi clue
le montrent les courbes dans les figures i el ), les pressions interstitielles
diminueront rapidement dans un noyau mince compose d'un sol de
moraine dont in valeur de c, est comprise entre les limites de 0,1
A 0,01 cmys.
Dans des cas plus compliques, on petit toujours determiner les pres-
sions interstitielles an moyen (In dispositif d'analogie electrique, ou Fon
Petit les estimer sur la base des mesures effectuees dans des barrages
compactes par voie !winkle. Les figures 3 et 1 representent deux
barrages thins lesquels les pressions interstitielles ont ete determinees
au cours de la periode de construction. Les resultats relatifs A ces
barrages indiquent que les pressions interstitielles elevees sont parti-
culierement interessanles an commencement de In periode de cons-
truction.
Extrait do Sixienie Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
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Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-55
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGR ES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 117
QUESTION N? 22
L. BERNELL
(SWEDEN)
EPREUVE
Reproduction interdite
WATER CONTENT AND ITS EFFECT
ON SETTLEMENTS IN EARTH DAMS M.
L. BERNELL,
Swedish State Power Board.
.A report submitted to the 5th Congress on Large Darns discussed two
compaction methods, roll fill and wet fill (Nilsson and LUfquist, 1955).
It was shown that the permeability of soils decreases as the water
content at compaction increases. Thus the water content used at the
compaction is of great importance for obtaining a low permeability
of the core fill. The existing relation between permeability and degree
of compaction also indicates that irregularities in the compaction work
can be neglected, if the water content at. compaction is near the liquid
limit. This fact is one of the most important advantages of the
wet-compaction method, which in the past few years has been success-
fully used for construction of several earth dams in Sweden.
In contradiction to the roll fill method, wet-compaction causes high
pore pressures at the beginning of construction and gives rise to great
settlements of the fill during the consolidation. However, experience
has shown that soils having a low clay content, c. g. sandy or silty
moraines, will consolidate so rapidly that the consolidation process is
practically completed when the dam is built.
(*) La leneur en eau el son effet stir to lassement des barrages en terre.
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0 rill
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"t".:i'ffIt'f.111 1.10111: '1111r1.-101.1$111- 1111?.11' '-)1 xs' ;Jon.-
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ttL7,.att?":ont-i-n- V a- "011111af':_311.1- V. :di- 111,..:7.ttai;f:t2 t, V 1111.11:
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I: t-snirririsS31011 7a111.21- rut. : 1-1.10-.2r C
sr-
- I ant. ? - C. tint- v.-ty--;
in- Sari! .111)::3 :hi!: iz:roo-nal inr-
_ 011Str.7:1-_T- Tnt- int eomp-e--
- btout-.1. .s-u----es anzl e in fitoi-s
I i Irrn 13011 1121.11P.. Ina: tilt aridlzional voir.nressio-n of .he sampies
n Lie lirt- t-t?rit.... ;Thin wtrs. vomliaete,d 411 the Prosnor -war eon-
ttfr: rn?_?rtae. Tema:I.:ably as - 61:135;:: On
?tier Lauf- tie? saturation dici not c.aust- an) .a'tional i.-_rannressior
Larrruie, t-ompaci,fu a .ht- ;?67-ili?nt - )? 0?, no; tvari
1,1T -.-atuer. ol tot- mitia2
1012' tiensirN and the w.t-,ter t??.?":t 1-1 re dependent
31,P 0111- W 1101Th011tlat1011 TrE!...751.1-1- 1!111t Zilfzo on 1he compaction
nefinoil Tie- iiiii.frentit- 1IZVcD Toll fill .and wet fill is shown in figure
aive, tip- result, of thy u-st series on the morAire from 1,aseie
tin weimr LLF c-Lint.trn o' tme- ? the elnx nnrt the ver? fine -,is:
ies ttcm ii .7..r411--!Iv.
R./17
In the first series the initial values of the dry density yi were varied
from i. to 9.21 kg/dm3, I. e. in the range a,? b, shown in figure 2.
After consolidation at. a normal pressure of 2 kg/cm2 the samples were
saturated. Owing to consolidation and saturation the dry density
5
2
Dry density /0 a/ compaction, kildm3
2,0 2,s
go
a o
I
Water canton/
tic, SX, of
Eg_ny pip_2112.t.7,0?4?15
ki liar Pr
b I density
al ut?6%
b'
i
i
/ 1
cf
-r
i
1
i
I
I
I
I
I
I
1
Proctor density
1 at a ? 12%
211'
I
a'
w' /2%o/
c_o_cnpacholi
_____I1.
i
I
I
c
Cs
o Samples
?
after
consohdoled
-.- saturated
consohdatton
1
Fig. s.
Clayey moraine from Lasele. Relation between water content at compaction
and compression for consolidated samples (dash-line curves), as well as conso-
lidated and saturated samples (full-line curves).
3foraine argileuse provenant de Lasele Relation entre la knew en can tors du
compactage et la compression des echantillons consolides (courbes en traits inter-
rompus) ainsi que des echantillons consolides et satures (courbes en traits pleins).
had increased to values varying from 2.02 to 2.22 kg/dm3. In figure 2
these values are located close to the curve a'-b'. The final values of
the water content varied between the approximate limits from ii
to 7 13/0%
R. 117.
Declassified in Part - Sanitized Cop A ?ro ed for Release
-Yr 2014/04/14: IA-RnPR _nina
4 r, "
Z-1.1_17
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72111-
T-4?-e
:
e:7
_
and u-ater content
frte d saturation.
ir k stA'e el de lc lezeur en et:
;177IS fe el de Ia. AztzuvtiLv:.
,D,Tr_tu itsf-_-,.e described above were also maj.,:,
in these series the water cvrtt.e...-.:
-s c17.. The re'SlillS Of 111t.sSO itlV141:11101:5,
:. 2 aud 3 show the final values of thO
7(1: the initial values y too,
value, It is seen from 14.7.1171:s
ics2 3. which reprx?sent the final sta-se.
-c,,,atent beeomes ittttber, who:vas at
?5? R.117
the Proctor optimum value 6 % the difference between these curves
is remarkably great.
The preceding results refer to a clayey moraine having a relatively
high clay and sill content. Similar investigations have also been
made on other soils differing in clay content. These investigations have
shown that., if the pressure conditions are the same, the additional
compression increases as the fines content of the soil becomes higher.
23
2,2
2.1
2o
?
47
?
Proctor
compaction
0
\
?
e1
.....
i
i
1
1
1
,
4. : ig 7. Proctor compaction
? )., . 85 ? "
I 1
1
I
I
2 4 6 8 /0
Wafer content itt at compaction
/2
Fig. 3.
Eflect of compaction on dry density after consolidation and saturation.
Effet do compactagc sur la densite seek apres In consolidation el la saturation.
For sandy moraines as well as for sand and gravel, the additional
compression is very small. Figure 4 shows the results of compression
tests performed on a coarse sand from Bergeforsen. Three test series,
in which the respective water contents were 3, 6 and 12 ?X:), were made
on this material. As seen from figure 4, the values of the compression
due to consolidation are somewhat smaller for samples compacted at
the highest water content, 12 %. The additional compression due to
saturation is very small in all these tests.
The ratio of the additional compression Ap to the initial compres-
sion p is of great interest in determining the magnitude of the settle-
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R.117
? 6 ?
Dry dens/i91 ot compaction, kildinl
?
2
/0
R ?2? ? I
1
I 11 ,ox Procfor
? I o'ensily
?
??
0 Water content ot com,00clicn ? 3%
? ? ? 6%
a ? ? ? ? ? /2%
/2 _J
Fig. 4.
Coarse sand from Bergeforsen.
Relation between water content at compaction and compression
Sable grossier, provenant de Bergelorsen.
Relation entre In leneur en can tors du compuclage el la compression.
Con fen/ of fines f 0,0o6
Limit curve,
957
.4 A.--?
A .?
A NA
\
' \ ,
.
X--??A .
\
//77 i cur
fi? 857-
. A 4
\ A
A Morames,4- 95".? '
A ? . . 85 .
? .5 edunenls,4.95 \
o ?
\
Fig. 5.
Relation between degree of compaction
and compression ratio for different soils.
Relation entre le degre de compaelage
et le rapport de compression pour des sols divers.
?7? R.117
ments in earth dams during damming. In wet compacted dams the
value of .1? is always very small, and thus the ratio A--P is practically
equal to zero. In roll fill dams this ratio depends on the content of
the finest constituents of the soil and on that value of the dry density
which is estimated for the compaction work. Generally the value of yi
is assumed to be equal to 95 % of the maximum Proctor value.
In figure 5 are plotted the values of compression ratios for different
soils compacted at the optimum Proctor water content to a dry
density y = 95 or 85 %. The dash-dot line curves in this figure
include the maximum values of the compression ratios which were
found in the tests. The results given in figure 5 show that the magni-
tude of the additional settlements in soils is dependent not only on
the degree of compaction but also on the content of finer material.
The results obtained in the tests indicate the magnitude of the
initial settlements in an earth fill during construction and that of the
additional settlements which arise after saturation. Damming causes
a decrease of the effective pressures in earth dams, and thus the addi- ?
tional settlements become smaller than the test results indicate.
However, in many cases the weather conditions or a partial damming
may cause a saturation of the fill during construction.
The use of the roll fill method involves the risk of additional settle-
ments in insufficiently compacted parts of the dam. Therefore the
application of this method must be combined with rigorous supervision
of the compaction work. If the wet fill method is used, the additional
settlements can be neglected, but the magnitude of the pore pressures
must always be considered during construction. This question is
discussed in another paper submitted to this Conference.
ADD IT IONAL SETTLEMENTS
AND THEIR EFFECT ON SHEAR STRENGTH
DURING DAMMING.
In all questions concerning the shear strength of soils the stress
conditions and the deformations must be considered. The increase of
the pore pressures during damming causes a decrease of the effective
pressures. In roll fill dams the pore pressures during construction are
relatively small, but wet fill undergoes a consolidation process, during
which the pore pressure decrease from approximately 100 to 2 0 %
(Bernell, 1957). This difference in the stress conditions during cons-
truction is of great importance in its effect on the shear strength of
the soil during damming.
The effect of damming has been investigated in triaxial shear tests
performed on a gravelly moraine. In one test series three samples
were compacted at a water content of 6 %, which corresponds to the
optimum Proctor value. The dry density of the compacted samples
was chosen so as to be equal to 95, 90 and 85 c';', of the maximum
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Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
0.
R.117
Proctor density. This test series also included a sample compacted
at a water content of io %, which corresponds to the liquid limit for
this moraine.
Before the samples were tested, they had been permitted lo conso-
lidate under an all-round pressure of x kg/cm2, and after consolidation
the normal pressure was increased to 2 kg/cm2. During the tests the
pore pressure was increased in equal steps, An = 0.2 kg/cm2, up to
failure. The vertical deformations and the volume changes were
measured during 24 h after the increase of the pore pressure.
As the deviator stress is constant in this type of tests, failure is due
to the increasing pore pressure. In figure 6 the axial strains and
1 (;' ...- --
...- --- 0
---7-T
/ I-..--
/
I
I
les/ cere
Of CO?IpOrl., ce,an
I n
I n'
_ I
6
6
85
21.
i
22
42'
Is
ktsyl afross,
ft
.05
Volume chmofe5,g
Fig. G.
Gravelly moraine. Effect of damming on shear strength.
Moraine graveleuse. Eifel du barrement stir to resistance an cisaillement.
the volume changes due to the increasing pore pressure are plotted for
each sample. The results of the tests on samples Nos 1 to 3 show that
a maximum value of = 53? at failure was obtained for sample No. 1,
whereas the lowest value, = 320, was found for sample No. 3.
For the latter sample, failure was associated with decrease of volume,
which indicates that the critical density in this test series lies between
the values of 85-90 % of the maximum Proctor value. From the
shear test on sample No. 4 a value of = 490 was found, i. e. a some-
what smaller value than that for sample No. 1. In this case failure
was associated with expansion. Thus, in spite of the high water
content at compaction, the shear strength after consolidation was
remarkably high.
It is probable thai the shear strength increases during the first stage
of failure up to a certain value, which is governed by the initial degree
of compaction. Figure 7 shows the time-settlement curves obtained
_ 9 _
R.117
during the shear test on sample No. 3. These curves, ?have the same
shape as the well-known compression curves. Up to a pore pressure
of .1tx = o.6 kg/cm2 the axial strain decreases at constant load, and
this indicates an increase of the shear strength.
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Fig. 7.
Sample No. 3. Increase of axial strain during damming.
Echantillon no 3. Tassement pendant In mise en eau.
ADDITIONAL SETTLEMENTS OBSERVED
IN EARTH DAMS DURING DAMMING.
The laboratory tests have shown that the additional settlements
can be neglected in wet fill dams. This result has also been confirmed
by the measurements made in several earth dams which were cons-
tructed by the Swedish State Power Board during the last years.
Table 1 gives the magnitude of the additional settlements observed
in different wet compacted embankments. The values are given in per
cent of total heigt.
The results given in Table 1 show that the additional settlements
are very small. However, these settlements also tend to increase as
the value of / becomes higher. The same tendency was observed in
the laboratory tests.
Experience and the results from the laboratory tests have shown
that the wet fill method can be used with advantage for compaction
of core fills in earth dams. As this method prevents additional settle-
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^
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R.117 ? 10 ?
ments during damming, it is to be preferred to the roll fill method.
In view of the high pore pressures during construction, the wet fill
method shall not be applied to the compaction of clays or those clayey
soils which have a value of f greater than about 2o %.
TABLE I.
Additional settlements observed in earth dams during damming.
TABLEAU I.
Tassements additionnels mesures au cours du barrement
elans les barrages en (erre compactds par voie humide.
Earth dam.
Bergeforsen .
Grundfors. ......
Borga... . . .....
Rattsaren .....
Fabmeluokta .....
Lase . ?
Kilfor-en
Sandy moraine
Silty
Claye
sill
61
REFERENCES.
f-value
((%
6- 8
6-to
10-t
16-,o
711-80
0
I) 0,
0 01
0.
0.1
0.5
L. BERNELL, The Properties of Moraines (Proc. lith Intern. Conf. on
Soil Mechanics and Foundation Engineering, 1957).
L. BERNELL and R. NILSSON, Electrical Analogy Equipment for Solving
Non-stationary Two-dimensional Flow Problems (Proc. lith Intern.
Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering, 1957).
B. LOFQUIST, Earth Dams (Proc. 3rd Intern. Conf. on Soil Mechanics
and Foundation Engineering, 1953, Discussion).
T. NILSSON and B. LorQUIST, An Earth and Rock fill Dam on Stratified
Soil. The Wet Fill Method (5th Congress on Large Dams, Paris, 1955,
Report No. 32).
R. PETERSON and N. L. IvEnsoN, Study of Several Low Earth Dam
Failures (Proc. 3rd Intern. Conf. on Soil Mechanics and Foundation
Engineering, 1q33).
SUMMARY.
The effect of the water content at compaction on the settlements
in earth dams during damming has been investigated by means of
laboratory tests. The results of these tests have shown thai the
magnitude of the additional settlements is dependent on the compaction
method and on the content of the finest constituents of the soil.
If the roll fill method is used for compaction, the water content is
generally near the optimum Proctor value. In such cases additional
- 11 -- R.117
settlements mak arise during damming. The magnitude of these
settlements A:. in relation to that of the settlements during cons-
truction was determined for different soils at a normal pressure
of ) kg/cin. The samples used in the tests were compacted to a dry
density y, = or 81 ?? of the maximum Proctor value.
The results of the compression tests are given in figure 5. This
figure shows that the additional settlements increase remarkably as
the density decreases especially in soils having a high content of fines.
If the wet fill method is used, the water content at compaction is
near the liquid limit. The laboratory tests performed on a clayey
moraine from Lasele (fi(1. I) and on a sand from Bergeforsen (fig. 1) have
shown, that the additional settlements A:. in such cases are very small.
The effect of damming on the shear strength has also been investi-
gated by means of triaxial tests. The tests were performed on a
gravell moraine, which was compacted at the water contents of 6
or to 00. The degree of compaction y, for the samples in the first
test series was chosen so as to be equal to 95, 90 and 85 % of the
maximum Proctor value. Every sample was permitted to conso-
lidate at an all-round pressure of t kg 'cm2 before the application of
the pore pressure.
The results of the shear tests are gh en in figure 6. As is seen from
this figure, the shear strength decreases remarkably as the value of Ti
becomes smaller. At a value of y, = 85 0,, the failure causes a decrease
of the volume, and thus the critical density in this case is reached if
the value of y, lies between 90 and %. The difference in shear
strength between the samples No. 1 and 4 is of special interest because
of the difference in water content at compaction between these samples.
The results given in figure 6 show that the values of for these two
samples are approximately equal.
The results from the laboratory investigations of the additional settle-
ments have been verified by measurements made in wet compacted
earth dams during damming. The values given in Table 1 show that the
additional settlements in such dams are always very small. However,
the results also indicate that the additional settlements in these dams
increase as the fines content of the soil becomes higher.
RESUME.
Le present rapport donne un expose des essais de laboratoire qui
out ete faits arm d'etudier relict de In teneur en eau lors du compac-
tage sur les tassements dans les barrages en terre pendant le barrement,
c'est-n-dire durant felevation du plan d'eau. Les resultats de ces essais
out montre que la grandeur des tassements additionnels depend du
procede de compactage et de la leneur en composants les plus fins du sol.
Si les Lravaux de compactage s'effectuent par le proc? de remblayage
route, la Leneur en can est, en general, proche de la valeur optimum
de Proctor. Dans ccs cas, des tassements additionnels peuvent avoir
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(In
Declassified in Part - Sanitized Cop Ap?roved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
R./17
---- 12 --
lieu pendant le barrement. La grandeur de ces tassements, exprimee
par rapport ? celle des tassements qui se produisent pendant in cons-
truction, a ele determinde, pour des sols divers, sous unc pression
normale de 2 kg/cm2. Les echanlillons utilises pour ces essais oat ele
compactes jusqu'A une densite seche lei qui email. egale A 95 on %
de la valeur maximum de Proctor.
Les resultals des essais de compression sont reproduits dans In
figure 5. CeLte figure montre que les tassements additionnels augmentent.
eonsiderablement A mesure que la densite diminue, surtout quand ii
s'agiL des sols dont in teneur en fines est elcvdc.
Si l'on emploie lc procede de remblayage par voic humide, In leneur
en can lors du compactage est. voisine de la limite de liquidile. Les
essais de laboratoire fails sur une moraine argileuse provenant de
Lasele (fig. 1) el sur un sable provenant de Bergcforsen (fig. I) out
montre que les tassements additionnels Ap dans ces cas sont tres faibles.
En mitre, on a eilectue des essais triaxiaux afin (randier l'effel
produit par lc barrement sur la resistance an eisaillemenl. Ces essais
out ete fails sur une moraine gravelcuse, dont la Leneur en can lors du
compactage etait de 6 ou io %. Pour les echantillons utilises dans In
premiere serie d'essais, le degre de compactage y, a ele choisi de maniere
qu'il fill egal A 95, 90 ou 85 % de in valeur maximum de Proctor.
Chaque echantillon a ele soumis A la consolidation sous tine pression
de i kg/cm2 de bons cones avant l'application de in pression
Les resultats des essais de cisaillement sont representes thins la
figure 6. Ainsi qu'il ressorl de cettc figure, la resistance an cisaillemeni
diminue considerablement il mesure que in valeur de yi devient moindre.
Quand la valcur de ya est de 85 %, la rupture cause une reduction du
volume de telle maniere que la densite critique est atteinle, dans cc ens,
si la valeur de ^0 est comprise entre les limites de 90 A 83 %. La diffe-
rence entre les resistances an cisaillement des echantillons nos 1 et -I
est parliculierement inleressante en consideration de la difference entre
les teneurs en eau lors du compactage de ces echanlillons. Les resultats
reproduits dans la figure 6 montrent que les valeurs de pour ces
deux dehantillons sont h pen pres egales.
Les resultats des essais de laboratoire relatifs aux tassements addi-
tionnels ont 6td veil ties au moyen des mesures effectudes an cours du
barrement sur des barrages en terre compactes par voie humide. Les
valeurs que donne le Tableau 1 montrent que les tassements additionnels
dans les barrages de cc type sont toujours tres faibles. Ton tefois, ees
resultats indiquent aussi que les tassements additionnels dans ces
barrages augmentent b mesure que la Leneur en fines du sol devient
plus elevde.
Extrait du Sisieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
152903-58 Paris. ? Imp. GAUTHIER-VILLARS, 55, gnat des Grands-Augustins.
Imprime en France.
t.1
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 118
QUESTION N? 21
S. FERRY, G. WILLIVI
(FRANCE)
tPREINE
Reproduction interdito
METHODE D'ANALYSE
ET DE SURVEILLANCE DES DEPLACEMENTS
OBSERVES PAR LE MOYEN DE PENDULES
DANS LES BARRAGES (*).
(Exemples d'application.)
S. FERRY, G. WILLI%
Ingenieurs au Service de In Production hydraulique,
Electricite de France.
INTRODUCTION.
Le grand avantagc des mesures de deplacements par pendules dans
les barrages c'est lcur grande precision et lcur facilite d'execution qui
permettent d'eactuer des rclevas frequents. On petit disposer ainsi,
assez rapidement, de donnees en nombre sufilsant pour permettre une
analyse statistique des mouvements observes.
Les mouvements des differents points d'un barrage peuvent se decom-
poser en trois elements :
a. Mouvements elastiques dus aux variations de in charge hydro-
statique supportde par l'ouvrage;
b. Mouvements reversibles d'origine thermique;
(*) A. method for determining and matching the movements of dams as observed
by means of pendulums placed inside them.
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-Yr 2014/04/14: IA-RnPR _nina
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R.118 ? 2 ?
c. Alouvements irreversibles provenant soiL de deformations perma-
nentes progressives dues aux contraintes ou a l'evolution du beton,
soit d'accidents brusques.
Ces divers mouvements peuvent affecter le rocher de fondation et
d'appui et le corps de Fouvrage.
L'objet des procedes d'analyse sysiematique que nous allons exposer
est de separer les trois composanles enumerdes ci-dessus, dans chacun
des deplacements mesures.
L'interet de cette decomposition est, d'une part, de conduire a tine
meilleure connaissance generale des conditions de deformation des
ouvrages, et suriout, d'aulre part, de perinettre de deceler tout motive-
ment anormal de run quelconque des points auscultes.
METHODE GENERALE DE SEPARATION
DES MOUVEMENTS DUS
SO IT AUX VARIATIONS DE CHARGE HYDROSTATIQUE,
SOIT AUX CAUSES D'ORIGINE THERMIQUE.
Lorsqu'on dispose d'observations effectudes an cours de variations
de plan Wean suffisamment rapides Ic'est-a-dire pendant la duree
DCplacernen1
vers royal
tA,)
Cole du
SOO 510
520 plan d'eau
Fig. 1.
Trois variations du plan d'eau assez rapides
permeltent de tracer les elements de courbes (A,), (Az) et (13).
Par translation de (Az) de facon it le raccorder it (A,), on oblient l'elemenl de
courbe unique (A) entre les cotes Soo et 512.
Par contre, (B) applicable entre 518 et 520 ne pent etre raccorde a, (A) avec
securite, l'extrapolation a eliecluer entre 512 et 518 elani trop sujelle it erreur.
En abscisses : cote du plan d'eau.
En ordonnees : deplacement vers l'aval
Three fairly rapid variations of the reservoir level give
the information required for curves (A,), (Az) and (B).
By translating (Az) so as to connect it to (A,), the single curve (A) between El. Soo
and El. 512 is obtained
(B) on the other hand, applicable between El. 518 and El. 52o, cannot be connected
to (A) with safely as the extrapolation to be made between El. 512 and El. SiS
is over liable to error.
Abscissae : reservoir level.
Ordinates : displacement in downstream direction.
?3? R.118
desquelles on pent admettre que les mouvements des categories (b)
et (c) sonl. d'importance secondaire Vis-a-vis du mouvement total],
on pout tracer pour chaque serie d'observations un Clement de courbe
representanl, en premiere approximation, la loi des deplacements
inesures en foncLion de la seule variation du plan d'eau. Cerlains de
ces elements do courbe peuvent, eventuellement, etre raccordes par
translation. On ?Rica, en definitive, tine loi provisoire des depth-
cements en fonclion des cotes du plan d'eau dans un intervalle donne
de ces cotes, ou dans plusieurs intervalles non raccordes entre eux
(lig. 0.
Pour tonics les cotes comprises dans un de ces intervalleF on pent
corriger les deplacements observes, de maniere a les ramener approxi-
mativement a cc qu'ils seraient pour un niveau fixe du plan .d'eau
compris dans l'intervalle considere.
Dpiocemenl
vers ravel
520
Cote du
plan d'eau
510
+++I 500
1
x
xx
JIFMAMJJ1A SONDJIFMAMJJIASOND JiF
Fig. 2.
Mouvements ramenes it cote du plan d'eau 51o.00.
lottvements ramenes it cote du plan d'eau 52o,00.
Points preceditts (?) apres translation d'ensemble les ramenant it cote du
plan Wean 5io,00.
En ordonnees . deplacement vers l'aval,
cote du plan (rem'.
Novements reduced to reservoir level 5io.00.
_Wove:nerds reduced to reservoir level 520 00
Previous points (-)-) alter wholesale translation reducing them to reservoir
level 510.00.
Ordinates : displacement in downstream direction,
reservoir level.
Les deplacements ainsi ramenes it tine cote fixe du plan d'eau,
reportds en fonction du temps, representent alors les mouvements this
aux seules causes (b) et (c), les variations (a) &ant dlimindes.
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-Yr 2014/04/14: -RDPR1-nina
4 r.
R.118
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? 4 ?
En tenant compte du caractere saisonnier des deplacements d'origint
thermique on trace alors, en interpolant au mieux, une courbe continue
des deplacements qu'on await observes si le plan d'eau avait ete main-
tenu a une cote constante (jig. 2). Si le nombre de mesures dont on
dispose est faible. on trace une courbe de variation saisonniere moyenne
identique pour toutes les annees, en admettant provisoirement qu'il n'y a
pas en de deformation permanente au cours des annees etudiees
Le deplacement effectif observe a chaque instant peut etre considere.
en premiere approximation, comme la somme des deplacements corres-
pondant a Ia courbe ainsi tracee et de ceux pros oques par les variations
du plan d'eau par rapport a la cote de reference fixe. En soustrayant
les deplacements calcules au moyen de ladite courbe de ceux reellement
obsen es, on doit done trouver, approximativement, les deplacements
residuels dus aux variations de la charge d'eau.
En reportant ces djplacements residue's en function de la cote du
plan d'eau, on obtient un nuage de points permettant de tracer une
courbe moyenne traduisant la mi qui retie ces deux elements (fly. 3)
}Deplocement
vers royal
Cole du
490 500 510 520 obi) deou
Fig.
Points corriges des variations Ib) et (cr.
En abscisses cote du plan d'eau
En ordonnees deplacernent yen. I 'a val.
Corrected points of variations (10 and (1-1
Abscissae reservoir level.
Ordinates displacement in downstream direction.
Cette loi permet alors de ramener toutes les observations a une cote
fixe du plan d'eau et l'on peut tracer a nouveau, en deuxierne approxi-
mation, la courbe des deplacements (b) - (c) en fonction du temps
avec un beaucoup plus grand nombre de points que lors de la premiere
operation.
La superposition des portions de courbe afferentes a quelques annees
successives permet une premiere appreciation des deformations penult-
nentes eventuelles subies par fouvrage d'une armee a l'autre. Elle
permet egalement de se rendre compte si les variations d'origine ther-
mique sont essentiellement saisonmeres OU Si elles sont affectees par
les variations de temperature relativement eourte duree.
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Dans le premier cas, on tracera la courbe moyenne des deplacements
saisonniers d'origine thermique du barrage, en eliminant A V Ue, S'il
y a lieu, les deformations permanentes qu'on pent deduire de ces
courbes (fig. 4). Dans le second ens, on cherchera A relier ces
cements A un parametre susceptible de traduire de maniere moms
sommaire l'etat thermique de l'ouvrage.
Ce parametre sera, par exemple, une moyenne (oventuellement
ponderee) de temperatures precedant pendant tine certaine duree le
jour de in mesure, ces temperatures pouvant etre prises A l'exterieur
ou it l'intdrieur du barrage, scion in nature de Fouvrage et les donnees
disponibles (fig. 5).
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0.
+20
oscillent, en realite, dans une bande de dispersion plus on motifs etroite,
parallele it l'axe des abscisses.
En cas de deformation permanenle progressive, la bande de dispersion
West plus parallele it l'axe des abscisses. En ens d'incident brusque,
ii y a decrochement de in bande.
Nous allons, mainlenanl, dormer quelques exemples d'application
des procedes cl'analyse exposes.
er EXEMPLE : BARRAGE DU CHASTANG (VOut.0 Cpaisse).
La figure 6 indique la disposition des pendules dans le plot central
de l'ouvrage.
26100
240.00
Fig. 5.
Barrage des Saints-Peyres.
Deplacements it l'etage 67o
en fonction de la temperature moyenne des deux jours ecoules.
Saints-P(7;1.es Dam.
Displacements at El 67o
as a function of the average temperature of the previous Iwo days.
Une loi des deplacements d'origine thertnique de l'ouvrage (Ana
ainsi danitivement adoptee, on pent, ovenluellement, etablir une
deuxieme approximation de In loi des deplacements sous charge hydro-
statique, en tenant loujours comple, s'il y a lieu, de la correction it
apporter pour les deformations permanentes.
Finalement, on pent ramener A chaque instant les observations faites
it cc qu'elles seraient pour une cote fixe du plan d'eau et un dial. Liter-
mique donne, dant soil par une theme situation saisonniere, soil par
un parametre numerique constant.
En l'absence de Louie deformation permanente, les points represen-
tatifs des observations ainsi corrigees, reportes en fonction du temps,
se placeraient sur une parallele A l'axe des abscisses, si Fetal. thermique
de l'ouvrage dtait suMsamment represent6 par le paramelre cures-
pondant.
Comme cc n'est pas rigoureusement le cas, les points representatifs
182 00
Fig. 6.
Barrage du Chastang.
Emplacement des pendules et du clinoinetre.
Plot no 3.
A, B, C, pendules; D, siege du clinometre.
Chastang Dam.
Locations of pendulums and clinometer.
Block No. 3.
A, B, C, pendulums; D, location of clinometer.
71-
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R.118
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.0 ---
v?
to constant ilevel
?
?9
RN:262,0,2
261,00
21950
240,00
218,50e
Couronnement. 264,00m.
2.1
182,0
179,00,1
/.
1 83 00
mm. 10
\\\NN\
Fig. 8.
Barrage du Chastang.
Deformations permanentes.
Plot no 3.
A, B, C, emplacement des pendules.
(1) Juillet 1951.
(2) Mars 1952.
(3) Fevrier 1953.
(4) Novembre 1954 a novembre 1955.
? (5) Mai 1956.
(R) Rotations mesurees au elinometre.
Chastang Dam.
Permanent del ornzations.
Block No. 3
A, B, C, location of pendulums.
(1) July 195 t.
(2) March 1952
(3) February 1953.
(4) November 1954 to November 1955
(5) May 1956.
(R) Rotations measured on clinometer.
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R.118
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R.118 ? 10 ?
La figure 7 donne, pour chacun des trois pendules, leurs deplacements
en fonction du temps, ramenes A cote et conditions thermiques constantes.
Les corrections thermiques sont simplement saisonnieres pour les
pendules B et C. Par contrc, pour le pendule A, dont le point de suspen-
sion au sommet de l'ouvrage est beaucoup plus soumis aux influences
journalieres, le parametre thermique adopt e est la temperature (rune
sonde placee dans le beton du barrage A la cote 9.6o,00.
La figure 8 represente les deformations permanentes de rensemble
du plot A diverses epoques, deduites des donnees precedentes et rappor-
260,00m
261i
250,00
240,00
230,00
A
a
240
)
220,00
210,00
218,50
200,00
190
180,00
I
z.c-e
in ,,,,,,
1S
Fig. 9.
Barrage du Chastang. Plot no 3.
Deformation hydrostatique.
(A) Retenue vide.
(B) Retenue normale : 262,00.
Chastang Dam. Block No. 3.
Hydrostatic deforniation.
(A) Reservoir empty.
(B) Normal reservoir level : 262.00.
- 11 ?
R.118
tees A la verticale de in table inferieure, consideree comme flxe par
convention.
On voit que rouvrage a continue A evoluer plusieurs amides :lines
In wise en eau. En particulier, entre novembrc 1955 el mai 1956, alors
que lc barrage semblait stabilise depuis un an, toule la moilid sup-
du plot central s'est deplacee de 1,7 mm. Lc clinometre place
an voisinage de In fondalion de cc plot a, de son cote, accuse une rota-
tion permanenle progressive, indiquee sur la figure 8.
Par ailleurs, ranalyse efTectude a penis de tracer les deformations
de In console centrale sous reffet de la charge hydrostatique (fig. 9)
el sous Feet des variations thermiques saisonnieres (fig. 10).
260,00
?
A
250,00
240,00
230.00-
-220,00
-210,00
-200.0
10 mm_ 15
Fig. io.
I3arrage du Chastang. Plot no 3.
Deformation thermique saisonniere.
(A) Fin awn.
(B) Debut mars.
Chastang Dam. Block No. 3.
Seasonal thermal deformation.
(A) End of August.
(B) Beginning of March.
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R.118
? 19 ?
2e EXEMPLE : BARRAGE DE SAINT-ETIENNE-CANTALkS (VOCILC epaisse).
Cot ouvrage, mis en eau en janvier 1943, a ete suivi regulierement,
a partir de 1951. an moyen de deux pendules, disposes suivant les Indi-
cations du schema de la figure
0 10 20 30 meires
466.60
LI
Fig.
Barrage de Saint-Etienne-Cantales.
Emplacement des pendules.
Saint-Elienne-Cantales Darn.
Location of pendulums.
RG
Le graphique de in figure 12 donne, pour ces deux pendules, les
mesures ramendes a cote et conditions saisonnieres constantes. L'ouvrage
apparemment stabilise pendant les IS premiers mois dc mesure, s'est.
&place de i mm en crete, sur les deux plots auscultes, entre octobre 1952
et. janvier 1953. Depuis lors, ii semble continuer Sc &placer progres-
sivement et legerement vers l'aval, toujours de la meme quantite stir
les deux plots (1 mm en 4 ans et demi).
On notera sur cet exemple in nettete avec laquelle le procede d'analyse
utilise permeL de faire ressortir un &placement permanent de i mm,
bten que 1' amplitude totale des mouvements atteigne 13 mm.
30 EXEMPLE : BARRAGE DES SAINTS-PEYRES (Barrage-poids rectiligne).
Cei ouvrage a ele completement vide en 1953 pour refection de
l'enduit du parement amont. Un nouveau pendule a Cite reinstalle it
cette epoque, suivant le schema de la figure 13. Des mesures out ele
effectudes regulierement a partir de la remise en can.
Pour le &placement entre cotes 67o el 6i5,5o, la correction ther-
mique est celle donnee par la figure 5, en fonction de la temperature
moyenne des deux jours precedant la mesure. Par conlre, entre
cotes 646,8o et 615,5o, c'est tine simple correction saisonniere, celte
pantie du barrage n'etant sensible qu'aux variations de Lemp6ralure
longue periode.
E?.
???
est
? 13 ? R.1.1.8
r:**
3**
.11:??
As
ss
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0
U-
Upstream-downslream
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? 14
Le graphique de la figure x4 donne
par rapport A 615,5o, ramends A cote
thermiques constantes. On remarque
culler des mouvements correspondant
ICS (idPiaCell1C11(S A 67o et 6 it,,so
fixe du plan Wean et conditions
tout d'abord le caraelere parti-
A la remise en can (deplacements
RN:669,00
70 00 (1)
? 15 ? R.118
les mesures efTectudes du ter novembre 1956 au ier mars 1957 et rela-
tives A la table infdrieure (deplacement di sommet par rapport A Gi 5,5o).
La meme anomalie se relrouve dans les lectures affdrentes A la table
intermddiaire, de idle sorle qu'elle disparall completement de la
diff-
rence, qui donne les ddplacements entre 616,80 el 615,5o (graphique 2
de la figure 14).
s

II
?
......?????....? ...?....."...6%. ....r.?r? ....6-??
3 1
I I
i
SIOINID
JIFHAIMIJIJIAISIO
Njo
JIFHAVAIJIJIAlsjoNe
JIFIMIAIMPPIAISIOINID JIFIMIAIMIJIJIAISIOINID
1953
1954
1955
1956 1957
(2) 615.50
(3) 614,00
Fig. 13.
Barrage des Saints-Peyres.
Situation du pendule et des supports de clinometre.
(I) Point de suspension du pendule.
(2) Tables de lecture.
(3) Supports de clinometre
Saints-Pegres Dam.
Location of pendulum and clinometer supports.
(1) Point where pendulum is suspended.
(2) Tables giving readings.
(3) Clinometer supports.
rapides vers l'amont, puis vers l'aval). Its peuvent s'expliquer par In
mise en dquilibre thermique du parement amont refroidi par le contact
de l'eau, puis par l'imbibition progressive de cc meme parement qui
amen? son gonflement. Ensuite, les mesures corrigdes oscillent autour
d'une valeur moyenne stable, les dcarts atant de 47i mm pour la
crete et de o,4 mm pour In cote 646,80.
Toutefois, on observe un ddcrochement anormal d'environ 2 mm dans
Barrage des Saints-Peyres.
Deplacements ramenes a cote et temperature constantes.
(1) Centrage 670 par rapport a 615,50.
(2) Centrage 646,8o par rapport a 6i5,5o.
Saints-Pegres Dam.
Displacements reduced to constant levels and temperatures.
(1) Centering 67o as compared to El. 615.5o.
(2) Centering 646.So as compared to El. 6,5.5o.
Celle pdriode correspond A une baisse rapide du plan d'eau., ayant
suivi plusieurs mois de stabilite. Tout se passe done comme silo ddcro-
chement constate correspondait A un retard mis par la pantie haute A
suivre cc mouvement, puis au raltrapage brusque de cc retard; mais
on s'explique mal les raisons d'un tel phdnomene.
40 EXEMPLE : SARRANS (Barrage-poids, crete on arc de 475 in de rayon).
La figure 15 montre la disposition des pendules.
L'analyse des ddplacements montre que les mouvements de eel
ouvragc, mis en can en 193'1, sont actuellement totalement reversibles.
Le grand nombre de points auscultes permeL de tracer avec assez de
precision les fibres deformdes, d'une part sous la charge d'eau et,
d'auLre part, sous l'effet des vhriations de tempdratures saisonnieres.
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? 16 ?
Ces deformations sont representees sur la figure 16.
Les deplacements, sous l'effet de In charge d'eau, correspondent en
majeure partie a tine rotation d'ensemble du barrage stir sa fondation,
In fiche due A In flexion du massif lui-meme representant entre le 1/3
et le 1/5e du deplacement total en crete. La rotation du barrage est
beaucoup plus importante sur le bloc 9 que sur le bloc 2, bien que ecs
645.20
_
631.20
13 12 11 10 9 8 7 6
5 4 3 2 1
--
ssjt - - - - - I I
4,0920
621,20 , ?
-lb?
I''
R.D
4----i----1--- ,
-4, r
60390 vs
? A
B
352
552 IS
0 10 20 30 rn;tres
1
Fig. 15.
Barrage de Sarrans.
Emplacement des pendulcs.
(A) Points de centrage.
(B) Tables de lecture.
Sarrans Dam.
Location of pendulums.
(A) Centering points.
(B) Tables giving readings.
deux plots aient sensiblement manic hauteur. Cette difference est
attribuable A une deformabilite plus grande du rocher de fondation
rive droffe.
En cc qui concerne les ddplaccrnents d'origine thermique, ii est
interess,ant de noter que lcurs maxima vers l'aval on l'amont sont
decales de haut en bas des blocs, en raison du dephasage de plus en
plus grand des variations de temperature du beton avec l'epaisseur
intervenant dans les deplacements au niveau considere. Les resultats
obtenus sont resumes dans le tableau ci-dessous :
Cotes
des centrages vers l'aval.
645,20. quinzainejanvicr
637,20 C rev tier
629 , 20 . . fdvrier
621,20. . Ddbut mars
604,10 2e quinzaine mars
582,20... . Mi-avril
Deplacement maximum
vers l'amont.
quinzaine juillet
ti?re MAL
aotut?)('
Debut septembre
quinzaine septembre
Mt-octobre
645 20
63720
629 20
? 17 ?
582.20
55215
10
R.11.8
Fig. 16.
Barrage de Sarrans. Blocs nos 2, 5 cL 9.
(1) Deformation hydrostatique (montee du plan d'eau de 56o a 646,So).
(2) Deformation thermique saisonniere (de fin aoCit is fin fevrier).
Sarrans Dam. Blocks No. 2, 5 and 9.
(1) Hydrostatic deformation (rise of water level from El, 56o to El. 646.80).
(2) Seasonal thermal deformation (from end of August to end of February)
CAS PARTICULIER : UTILISATION DE MOYENNES MOBILES.
Il pent arrivcr que les mouvements du plan d'eau aient un carac-
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R.118 ____. 18
tere strictement saisonnier, de telle sorte qu'il soil tres d'ana-
lyser sdpardment les effets de In charge hydrostatique et des variations
thermiques saisonnidres.
Dans cc ens, on petit chercher A 'mitre en dvidence les deplacements
irrdversibles, en effectuant In moyenne mobile de ces ddplacements stir
douze mois consdcutifs. Les variations pdriodiques tant de In tempd-
rature que de In charge d'eau soul, en effet, eliminds par cc proadd.
(TM
10
3:C
5
.dat?
'
?
we,.
CD
1061sorZie
- 2070
- 2060
- 2050
????
1 44 1 45 146 147 148 149 Iso 1 51 1 52 1 53 1 54 155 1 56 1 57 1 58 1
Fig. 17.
Barrage de Bissorle
Mesures mensuelles an pendule.
Moyennes mobiles annuelles de 1eformations mesurees.
Moyennes mobiles annuelles des cotes de remplissage.
Points pour lesquels la moyenne mobile des cotes est comprise entre 2 064,50
et 2 o66,5o.
irliypipTyffiLij Interruption des mesures.
Bissorte Dam.
Monthly pendulum measurements.
Annual mobile averages of deformations measured.
Annual mobile averages of reservoir levels.
Points where the mobile average of the reservoir levels is comprised between
El. 2 064.50 and El. 2 o66.5o.
77://17.11T,IpTiii Interruption of measurements.
? 19 ? R.118
Mais, il est necessaire de verifier le caractere veritablement saisonnier
des variations du plan Wean en effecluant In moyenne mobile de sa
cote. Celle moyenne dolt rester sensiblentent. constante.
La figure i represente :
la moyenne mobile du a:placement d'un point de la cage du barrage
de Bissorte (');
20 la moyenne mobile de la cote du plan d'eau. Celle derniere resle
assez stable aux environs de .14)67) de juin 1956 A fin 1948 (donc les
mouvements de In retenue se sofa reproduits periodiquement depuis
juin 1915), puis de janvier 10i A fin 1955.
I
RI
..../......"
...'
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5
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? 20
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Im
0
Ym
x1953-
5
+1954
.1955
4
.1956
6414
3
?/-417:
2
Im
S.
Barrage de Bissorte.
Moyennes mobiles annuelles (Y?,) de deformations mesurees
en fonction des moyennes mobiles annuelles (I?,) de l'indice des deplacements.
(1) Periode 1945-1951.
(2) Periode 1953-i956.
Bissorte Dam.
Annual mobile averages (Y,,) of deformations measured
as a function of annual mobile averages (I?,) of the displacement index.
(1) 1945- 951 period.
(2) 1953-1956 period.
(') Les mesures mit ele completement interrompues, en 1952, par suite de
travaux. La moyenne mobile se trouve done interrompue pendant deux ans.
La deuxieme serie no pout etre raccordee A la premiere.
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R.118 ? 90 --
En considerant exclusivement les deplacements dont in moyenne
de 12 mois correspond A une cote moyenne du plan d'eau voisine
de 2065 on volt que, pendant la periode 1945-1951, ii y a un mouve-
ment general de la crete vers l'amont d'environ 2,5 mm.
Pendant la periode 1954-1956, cc mouvement s'est arrilte.
Le procede ci-dessus n'est parfaitement utilisable que si le Inouye-
mcnt du reservoir se reproduit A peu de chose pres dimple amide.
Dans l'exemple donne, tine partie des points n'a pu etre employee
pour contriller les mouvements irreversibles du barrage en raison de
certaines irregularites dans les variations saisonnieres de la reserve.
Aussi a-t-on chercho tin moyen de faire intervenir une correction appro-
elide tenant comple des &arts de plan d'eau entre les differentes
periodes annuelles. Pour cela, on a calm& un indice I (x) fonction du
remplissage x = ?II (I-I, hauteur de la crete au-dessus de la table infe-
rieure de reference; it, hauteur du plan d'eau par rapport au meme
niveau de reference). La fonction 1(x) a old choisie de tette maniere
que I soil. lie A peu pres lindairement au cleplacement de In crete,
la moyenne mobile I?, de I est alors elle-nteme Hee lindairement A In
moyenne mobile Y?, des &placements mesures Y. Si ces derniers sont
reversibles, les points du graphiquc representatif de Y?, en fonction
de L, se deplacent sensiblement sur une droite flxe; en cas de motive-
ment irreversible, les points relatifs aux amides successives se delachent
les tins des autres.
La figure 18 represente, de cetle facon, le mouvement du pendule
de Bissorte. Cette representation confirme le mouvement du barrage
vers l'amont pendant la periode 1946-1951 et sa stabilisation depuis 1953.
La figure 19 est une representation identique, concernant un ouvrage
dont le pendule a subi une avarie, par chute de glagons, dans le courant
de 1954. Apres rdparation, le raccordement des lectures a ele effectue
au mieux. Le graphique superieur montre avec evidence le &pla-
cement apparent provoque par les lectures erronees consecutives A
l'accident, et le decalage definitif de 0,25 mm corrcspondant A l'erreur
de raccordement. Tonics corrections faites, on obtient le graphique
inferieur on ions les points sont parfailement alignes.
II est interessant de noter que l'amplitude Lotale des mouvements
de cc pendule est de 7 mm, de telle sorte que Fecart de raccordement
mis en evidence ne represente que 3 % de cette amplitude totale.
CAPTION OF FIGURE 19
Aussois-Plan d'Aval dam. Pendulum No. 2.
(0 Annual mobile averages (Y?,) of deformations measured as a function of the
annual mobile averages (I?,) of the displacement index, alter approximate
readjustment of measurements in 1954.
The black signs (??) apply to the period during which the mobile average covers
the lime of readjustment of the measurements.
(2) Corresponding points alter correction for readjustment
4
Ym
mm
3
?
2
? 21 ? R.118
-
? ???
? *Pe I, .r-C.
A ---
? irk!, A
A
+ 1953
o ?
56
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55
x
56
20
3
Im
40%
4
Y m
---------------.1.1
TM
A
3
A
?
'
+ 1953
0 54
x?
x
*
A 55
x 56
2
20

30
m 40%
1
Fig. t9.
Barrage d'Aussois-Plan d'Aval Pendule no 2.
(1) Moyennes mobiles annuelles (Y,?) de deformations mesurees en fonction des
moyennes mobiles annuelles (1?,) de l'indice des deplacements, apres raccor-
dement approximatif des mesures en 1954.
Les signes noirs (??) se rapportent it la periode pendant laquelle la moyenne
mobile englobe l'apoque du raccordement des mesures.
(2) Points ,correspondants apres corrections de raccordement.
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- 92 ?
CONCLUSIONS.
Les methodes exposes perinettent de dislinguer dans les mouve-
ments des ouvrages observes aux pendules la part irreversible, avec tine
grande sensibilite, puisqu'on pent mellre couramment en evidence des
mouvements de cette nature de l'ordre de t mm, el Mine moms.
Les moindres anomalies provenant, par exemple, de mouvements
de la fondation soni done deceldes.
Les nombreuses mesures effectudes nous ont montre que, observes
avec cette finesse, les barrages ne peuvent tit.re consideres comme Lout
A fait immobiles, lorsqu'on a elimine les mouvements reversibles corres-
pondant aux variations de plan d'eau el aux phenomenes thermiques
saisonniers. Pendant la periode qui suit la premiere mise en eau, ii y a
generalement une adaptation progressive relativement imporlante, vrai-
semblablement Hee en panic a l'evolution et au refroidissement du
beton. Alais, mettle ensuite, on observe stir des ouvrages qui paraissaient
stabilises, des mouvements parfois brusques, parfois progressifs.
L'origine en est souvent obscure. Les amplitudes en sont heureu-
sement assez faibles pour ne pas mem-leer la solidile des ouvrages, mais
leur existence montre que ceux-ci condiment A vivre el que, sans doute,
un jour la vieillesse les atteindra. Les ayant. ausculte Lout an long de
leur vie, on sera mieux A Mme d'appreciey alors le caractere plus ou
moms serieux des premiers symptoms de veLuste.
REsumt.
Les pendules constituent, pour la surveillance des barrages un instru-
ment de choix, Lant en raison de leur precision et de leur fldClitC que
des facilites qu'ils offrent de multiplier les mesures. On penl ainsi accu-
muter des resultats nombreux justiciables d'une analyse statistique.
La communication expose les procedes qui permedeni d'utiliser ces
donnees pour la recherche des mouvements evenluels de cirractere
accidentel ou evolutif.
Une premiere technique consisle i rechercher par approximations
successives les lois de deformations en fonction de In charge Wean d'une
part, el celles des deformations en fonction des conditions thermiques
d'autre part. Ces dernieres seroni souvent simplement et suffisamment
representoes par tin cycle moyen de mouvements saisonniers. Parfois,
le parametre thermique utilise sera une moyenne (eventuellement.
ponderee) de temperatures interieures on exterieures A l'ouvrage,
pendant une certaine duree anterieure A la mesure au pendule. Les
lois ainsi etablies soul utilisees pour ramener les mesures t cote el
temperature constantes. Les mouvements residuels eventuels, ne compor-
dant plus -de correlation avec le remplissage on Ia saison, traduisent.
- 2:1 R.1.18
exclusivement les phenomenes es olutits on accidentels, comple tentt
(nine dispersion inevitable.
Un deuxieme proc6de, mais dont hi sensibilite est differee, est base.
stir l'utilisalion de nioennes mobiles annuelles qui eliminent les compo-
santes caractere cyclique.
Quelques exemples pris stir des barrages francais montrent. In finesse
de ces prockles, qui permetteni de mettre en es idence IA coup Or des
anomalies dont. Vamplitude petit ne pas exceder quelques centiemes
des mouvements globaux.
Connaissant bien ainsi la vie propre de chaque ouvrage, on espere
etre en mesure de &teeter et d'apprecier le eats echeani le caractere
de gravilit de desordres plus importants, dont l'esentualite ne peut
etre rejeta a priori.
SUMMARY.
Pendulums are first-class instruments for observing the behaviour
of dams, both because of their accuracy and reliability and because
of the facilities the offer for carr:s jug out frequent measurements.
In this way, s :1st numbers of results can be collected and analysed by
statistics.
The report gives an account of the methods for applying Z.hese data
to the discovery of movements, both accidental and permanent.
One method consists in discovering, by successive approximations,
the laws governing strain as a function of the thrust of the water on
the one hand, and those governing strain as a function of temperature
on the other. These latter can often be simply and adequately repre-
sented by an average ccle of seasonal movements. Sometimes the
thermal parameter utilized will be an as erage (possibly a geometrical
mean) of the temperatures inside the structure and outside it, during a
certain lapse of time before pendulum measurements are carried out.
The laws thus established are utilized for reducing the measurements
to a constant les el and teniperature. Any possible residual movement,
no longer has jug an connection with the filling of the reservoir or
the season, merely reseals the presence of ,evolutionary or accidental
phenomena, taking into account the inevitable scattering.
The other process, where however the sensitivity is deferred, is based
on the application of the mobile annual averages which eliminate the
cyclical components.
A few examples token front French dams show the accuracy of these
methods which res cal mos ements whose amplitude may be
no greater than a few hundreths of the total movements.
It is hoped, thanks to this knowledge of the ? intimate life " of each
structure, that more serious disorders whose possible occurrence ought
never to be rejected priori, can be detected and appreciated if
necessary.
Extrail du .Sisienie Congres des Grands Barrages
New York, 1958.
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Rele
50
-Yr 2014/04/14, -RDP81-n1n4
in
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PARIS. ? 'AMR IMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 119
QUESTION N? 21
NEVIERE, WILIVI
ET PERREAU-SAUSSINE
(FRANCE)
PREUVE
Reproduction interdito
AUSCULTATION TOPO GRAPHIQUE
DES BARRAGES EN ENROCHEMENTS
PAR PHOTOGRA1VIIVIETRIE TERRESTRE (*).
NEV1L'RE,
Ingenieur-Conseil E. D. F.,
\NT MAI,
Ingenieur E. D. F. (Production hydraulique)
el P ER REAU-SAUSS INE,
Ingenieur geographe (Institut Geographique National).
I. ? INTRODUCTION.
Les barrages en enrochements de France metropolitaine soft gene-
ralement etablis dans des zones peu accessibles, souvent A haute alti-
tude. Pratiquement, us excedent rarement une trentaine de metres de
haut, ils sont rectilignes et leur longueur depasse souvent 200 m, car
us ferment d'anciens lits glaciaircs A fond plat et large. Leur parement
aval, dont le fruit est egal ou superieur it 1, est forme de blocs plus
(4) The topographical survey of rock fill dams by stereophologrammetry from
the ground.
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ou moms reguliers et ranges A la main. Le parement amont de fruit
un peu inferieur comporte on masque d'etancheite.
Cette construction tres particulierc est A l'origine de deformations
de caracteres tres differents de eelles des barrages en beton : des mouve-
ments d'ensemble elastiques et thermiques existent certainement, mais
us sont minimes, sans interet et completement masques par des Inouye-
ments irreversibles importants, plus ou moms localises, se produisant
A roccasion de tassements ou de glissements dans le corps de l'ouvrage.
Ces mouvements soft evidemment les plus A craindre dans les directions
De toute facon, In securite exige que ces instabilites locales de la
construction soient cletectees et mesurees.
Jusqu'A present, l'Electricite de France mettait en ceuvre, pour les
mesures de deformation de ces ouvrages, les procedes topographiques
classiques utilises pour les barrages en beton : mesures d'alignements
par differences angulaires en crete, et intersections sur des voyants
repartis sur le parement aval A mo ou 20 M les tins des autres (voir A cc
sujet le rapport presente stir celte question au Symposium de Lisbonne
en 1955 par MM. Neviere et Blancbet).
Photo i.
Barrage d'Escoubous (parement aval).
Escozzbons Dam (downstream lace).
oil la sollicitation est la plus forte et In resistance In plus faible, c'est-
A-dire dans le sens amont-aval. Its se pro(luiscni surtout au moment
des premieres mises en charge et apparaissea sous raspeci de veritables
boursouflures de plusieurs centimetres ou meme dizaines de centimetres
d'amplitude, interessant quelques dizaines ou centaines de metres carr6s.
Ces boursouflures Ile traduisent parfois qu'une simple dosolidarisation
de la surface du parement aval avec la masse de l'ouvrage, mais elles
sont souvent recho de desordres plus bnportants interessant Louie la
construction en profondeur, y compris le parement amont, avec fracture
du masque d'etancheite, fuites, etc.; A noter que ces fuites (pas force-
ment visibles, car elles peuvent se perdre dans les rocailles qui garnissent
souvent le fond de ces vallees) sont d'autant plus regrettables que de
tels ouvrages alimentent des chutes elev6es A partir d'un bassin versant
tres reduit.
Photo 2.
Barrage d'Escoubous (parement aval, zones deformees)
Escon bons Dam (downstream lace showing zones with deformations).
Ce procede est -fres pr?s et tres rapide, mais il presentc un grave
inconvenient: tous les points situes dans rintervalle des reperes echappent
A rauscultation. Effectivement, il est arrive sur certains ouvrages que
prennent naissance des deformations importantes, mais suffisamment
localisees pour n'interesser qu'un seul voyant ou meme des zones qui
en etaient totalement depourvues, de sorte .que les mesures topogra-
phiques annuelles auraient conclu A une tenue satisfaisante de l'ouvrage,
alors que visiblement existaient des deformations notables.
Tel fut en particulier le cas pour le barrage d'Escoubous (dont les
caract6ristiques seront donnees plus loin).
La photo i donne une vue du parement aval avec, en surcharge,
remplacement des voyants.
La photo 2 donne une vue partielle du parement aval. On distingue
nettement les zones deformees.
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La figure 3 donne in position des zones de boursouflures (dies ant
une quinzaine de centimetres d'amplitude) et l'on volt qu'aucun des
voyants en place ne petit en rendre comptc.
Deux solutions A cet etat de choses apparaissent :
? soil augmenter (de facon (l'ailleurs redhibiloire) la densite des
voyants;
soit trouvcr une autre melhode permettant l'etude de l'ensemble
du parement aval et la mesure des deformations avec une precision
suflisante que nous avails fixec A 10 mm.
Fig. 3
Barrage d'Escoubous. Position lies zones de boursou (lures.
Esconbous Dant. Positions of zones of swelling
C'est dans ceite optique que nous avons pense faire appel aux possi-
billies de la photographic stereoscopique terrestre A grande base, les
plus grands avantages escomptes &Ant l'examen de la Lotalite de la
surface, la constitution d'archives photographiques indiscutables et
exploitables a posteriori, la simplicite et la rapidite des operations sur
le terrain.
A noter qu'un Clement favorable reside dans le fait qu'on ne recherche
pas des elements absolus, mais seulemeni des variations.
II est meme admissible de penser que scut le deplacement dz horizontal
(le systeme de coordonnees adopte pour la restitution sera defini plus
loin) et perpendiculaire a Fouvrage est interessant, et que les compo-
R .119
sanies verticales et horizontales (parallele 5 l'ouvrage) des deformations
peuvent etre negligees en premiere approximation.
Cependant, tine condition prealable Unit neccssaire : determiner les
conditions de prise de vucs requiscs pour que les methodes stereosco-
piques de restitution fournissent In precision exigee pour les eloigne-
Incas, etant. entendu que celles pour la chambre de prise de vues,
quelle qu'elle soil, doivent satisfaire aux normes habituelles du procede.
Les conditions requises paraissaicnt devoir etre remplies avec le
materiel et les plaques utilisees par l' Institut Geographique National
pour la photogrammetrie adrienne, 5 condition d'adapter In methode
pour In photogrammetrie LCIICStre.
Les Services inleresses a l'Electricite de France (Equipement et
Production hydraulique) oat done demando le concours de l'InstiLut.
Geographique National. Le Directeur de l' Institut a bien voulu apporter
son concours A E. D. F. et a charg?. l'Ingenicur Geographe Perreau-
Saussine d'etudier et de suivre In question.
L'Institut Geographique National dispose d'un personnel haute-
ment competent, et posse& de nombreux appareils de prises de vues
et de restitution. De plus, les conditions de prises de vues et de resti-
tutions, bien que diflerentes, se rapprochent. tout 5 fait des operations
necessaires aux leves architccluraux dont l' Institut Geographique
National avail deja l'experience.
11 fut done decide quc les operations scraient faites en commun,
par l'Electricite dc France et l'Institut Geographique National. Pour
toutes les operations dont il sera question par la suite, les travaux sur
le terrain oat ele effectues par des equipes mixtes comprenant des
topographes des deux administrations, les prises de vues et les resti-
tutions out 60 faites par les techniciens de l'Institut Goographique
qui a fourni egalernent le materiel.
La mothode que nous proposions d'adopter est la suivante :
? Deux photographies du barrage soul prises de deux stations
differentes P et 13' de facon gull existe unc zone photograph commune.
Le couple stereoscopique ainsi obtenu est ensuite restitue avec un
appareil de premier ordre. Ayant choisi un systeme d'axes de coor-
donnees comportant comme plan de projection pour le trace un plan
vertical V parallele a In direction du barrage, l'examen de la zone
photographiee commune aux deux cliches, permet le trace des courbes
sections du barrage par des plans verticau-x paralleles V et regulie-
rement espacees. Ces courbes materialisenhl lc barrage de la meme
bacon que les courbes de niveau, en topographic, deflnissent he terrain.
La comparaison de deux restitutions faites 5 des epoques diflerentes
(A une armee d'intervalle par e-xemple) permct de deceler et de mesurer
les deplacements du barrage pour la totalite des zones restituees.
Dans l'exemple de la figure 4 tine deformation est mise en evidence,
et son maximum peut etre localise, autour du point A.
Theoriquement done, l'auscultation complete d'un barrage semblait
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? 6 ---
possible, mais ii tait indispensable de s'assurer par tine experience
que la precision requise etait bien obtenue, ii fallait egalement tnettre
au point la methode, essayer le materiel dans cette utilisation speciale
et roder les operateurs pour eviter des pertes de temps lorsqu'on passe-
rait A la pratique.
C'est dans cc but qu'une mission mixte E. D. I:. et I. G. N. fut
envoyee en mai 1956 au barrage des Grandes PAtures (choisi it cause
de sa facilite d'acces).
A
Fig. I.
Courbe donnee par la restitution des couples d'une premiere prise
de sues.
Curve resulting from the plotting of the photo pairs of a first photograph
Courbe donnee par la restitution des couples d'une deuxieme prise
de vues.
Curve resulting from the plotting of the photo pairs of a second photograph.
II. ? EXPERIENCES DE 1956 (GRANDES PATURES).
La mission n'a pas cherche A determiner des couples stereoscopiques
permettant la restitution complete du barrage et s'est contentee de
realiser une prise de vues dans les conditions suivantes :
to base parallele au barrage (distance horizontale des stations an
point le plus eloigne : 2 8 m);
20 base parallele au barrage (id. : 5o m);
30 base inclinee A 3o0 environ sur la direction precedente, cc qui
presentait l'avantage d'augmenter pour un meme couple la zone
restituable.
Pour mesurer la precision obtenue, le dispositif suivant a ete adopte :
une bache quadrillee est etendue sur le barrage dans le champ de l'appa-
reil de prise de vues. Une premiere photo est prise de chacune des deux
stations. La bAche ayant ensuite subi des deformations perpendicu-
laires au barrage dont la valeur est mesuree exactement aux croi-
sillons; une nouvelle prise de vue donne un deuxieme couple. La posi-
tion du point nodal avant des objectifs reste le meme, mais les chambres
sont legerement desorientees en site a en direction.
n r?in P T dC
-
--7-- R . 119
L'appareil de restitution permet en pointant slerdoscopiquement les
differents points du barrage, de mcsurer leur distance au plan vertical,
passani par la base PP'. C'est cc qu'on appelle l'eloignement du point.
Un certain nombre de points dils a points cotes 0 SOnt choisis sur le
barrage au moment de l'exploitation de l'appareil de restitution.
Le reslituleur mettra en place sur l'appareil successivemenl chacun
des deux couples et mesurcra l'eloignement :
des croisillons de la bAche;
des points cotes du barrage.
Pour les croisillons de la bAche, la difference dz: des eloignements
obtenus dans les deux couples pour un meme point doiL etre egale A
la valeur de la deformation introduite entre les deux prises de vues;
pour les points cotes du barrage, dz doll evidemment etre nul.
Les resullats de la restitution montrent que la precision de z cm
est obtenue dans les deux premieres experiences. En particulier, avec
les couples dont la base est distante de 28 m du sommet du barrage
les erreurs sont les suivantes : maxima i cm, moyenne quadra-
tique o,G cm. La planche I donne la restitution obtenue pour les deux
couples.
Par contre, la troisieme modalite, (base inclinee A 300) est A repousser
(erreur maximum 2,5 cm), erreur moyenne quadratique superieure
A i cm).
La mise en place des couples dans l'appareil de restitution a presente
d'assez grosses difficulles : en particulier lc reglage du trace planime-
trique Ctait tres long. Ccs difficultes peuvent s'expliquer par les condi-
tions un peu parliculieres de la restitution qui exige pour une mise
en place rapide la connaissance exacte des coordonnees des points de
prises de vues. Or, la precision de ces mesures a du etre de l'ordre
de t cm, les operateurs ne disposant que d'un materiel de fortune.
II etait indispensable d'utiliser un appareil de prise de vue mieux
adapte. La 50 Direction de l'Institut Geographique National a pu le
construire an cours de l'hiver 1956-1957 apres des etudes approfondies.
Pour obtenir la precision demandee et reduire au minimum le nombre
de couples slereoscopiques, les regles suivantes ont ete fixees :
10 Les stations P et P. d'un meme couple sont disposees de facon
que PP' soit sensiblement parallele A la direction generale du barrage
choisie comme un des axes de reference. L'angle a de PP et de cet axe,
Rant tel que tg <
20 La difference d'altitude entre les deux stations dolt etre inferieure
1/100it PP', la distance horizontale entre les stations et le sommet
du barrage comprise entre 3o et 4o in.
30 Les chambres soft orient:des en direction de facon que le plan
vertical contenant l'axe de prise de vue passe par le point m, inter-
section du sommet du barrage avec le plan perpendiculaire en son
milieu A la base PP' (fig. 5).
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R.119 -S ?
4? Le site de la chambre de prise de vue (angle de l'axe optique et
du plan horizontal) doit etre inferieur A i o grades).
50 La zone du barrage faisant parlie du champ commun aux deux
chambres comportera six reperes disposes comme l'indique In figure 6.
Les coordonnees de ces reperes et du point nodal avant des objeclifs
photographiques tant connues A 2 on 3 nun pres.
111
--
p,
Fig. 5.
Fig. h.
La planche I his montre deux sections horizonlales de la bAche avant
et apres deformation. Elles ont ale tracees d'apres les donnees de la
planche I.
III. ? OPERATIONS D'EXPLOITATION 1957
(EXEMPLE DU BARRAGE D'ESCOUBOUS).
Ces resultats diant acquis, II etaiL possible de passer A des appli-
cations pratiques, en s'imposant les normes dailies au paragraphe II
et en utilisant le nouveau materiel, mis au point et realise par l'Institut
Geographique National, au cours de l'hiver 1956-1957.
Au cours de l'ote 1957, cinq barrages pyreneens de haute monlagne
ont ete photographies, les restitutions sont termindes ou en cours.
Dans cc qui suit, nous prendrons comme exemple le barrage d'Escou bons,
et nous ne parlerons des autres qu'autant que les operations ont presente
quelques particularites interessantes, dues en general A la topographie
du site A l'aval du barrage ou aux dimensions de l'ouvrage.
Les caracteristiques du barrage d'Escoubous sont les suivantes :
? hauteur maximum : 22,50 m;
? longueur au couronnement : 205 m;
? fruit amont : o,5;
? fruit aval : 1;
_ 9 _
R. 119
-- mode de construction : 34 0001113 d'enrochements ranges, pare-
ment aval en moellons d'appareillage, parement amont maconne et
reconvert de gunite armee;
-- terrain d'implantation : granite de bonne qualite, stud sur R. D.
(depOts morainiques comblant un ancien exuloire).
IV. ? OPERATIONS DE PRISE DE VUES
ET DETERMINATION TOPOMETRIQUE
DU CANEVAS D'APPUI.
C110IX DES AXES DE COOFIDONNEES.
En aval du barrage, les operateurs disposent en general de trois
reperes utilises anterieurement pour les mesures d'auscultation topo-
graphiques. Les angles et les cOtes du triangle forme par ces trois points
9 _
Repere
Rive Droite
Repere Centre
Fig. 7.
Pepere ?
Rive Gauche
et leurs differences d'altitude sofa parfaitemenl. connus. Nous pren-
drons comme axes de coordonnees : Ox une horizontale parallele au
barrage complee positivement vers la droite, Oy la verticale sens positif
vers le haul, Oz l'horizontale perpendiculaire it Ox sens posilif dirige
vers l'amont. (fig. 7 et 8).
L'origine pent etre choisie arbitrairement. On prendra par exemple
pour le repere rive droite : x = 100,000, y = 100,000, z = roo,000 afin
d'eviter pour les points du canevas des coordonnees negatives.
Le systeme de reference est alors defini et il est possible d'obtenir
les coordonnees des deux autres stations en orientant. en RRD (repere
rive droite) un theodolite de facon A lire 100,000 g, lorsque son plan
de visee est parallele A Ox.
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MATERIEL UTILISE.
La chambre metrique de prise de vues a tut objectif du type peri-
graphe locale 15o mm, format 13 cm x 18 cm prevue pour les prises
de vues adriennes et adapt& A In phologrammetrie terrestre; elle repose
sur un pied de theodolite Wild T 2 par Fintermecliaire d'un dispositif
cornprenant Line embase et une fourche (voir planche II, fig. 1). L'embase
de forme circulaire comportant en son centre un ecrou Mete est flx6e
stir le pied du Wild par l'intermediaire de in vis verticale. Elle est done
centre sur le 91 A plomb et comprend, en outre, une contreplaque et
trois taquets.
.Repere
Rive Droite
Repere Centre
Fig. S.
Repere
Rive Gauche
La contreplaque permet la fixation sur l'embase du theodolite Wild
qui se trouve egalement centre sur le 01 plomb (voir planche II,
fig. 3).
La fourche (planche II, fig. 1) comprend une base circulaire
reposant sur les supports de taquets de l'embase qui l'immobilisent
lorsque les vis sont serrees. En les desserrant, elle pent tourner en
azimut autour de l'axe vertical, passant par son centre et celui de
l'embase.
La fourche peut supporter la chambre de prise de vues par l'inter-
mediaire d'un axe horizontal passant par le point nodal avant N de
l'objectif et regle de fagon que N soit centre sur l'axe de rotation vertical
de la chambre. Ce point reste done fixe an cours des deux mouvements
en azimut et en site de la chambre de prise de vues qui pent prendre
deux positions : grand axe horizontal et grand axe vertical (planche II,
fig. 4 et 5).
Pour permettre la determination des coordonnees du point N, une
piece speciale dite ? dispositif de materialisation du point nodal
(planche II, fig. 1) remplace la chambre de prise de vues. Elle comporte
un axe horizontal et une tige perpendiculaire en son milieu qu'on pent
-
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
R.119
placer verticalement (planche II, fig. 2). Dans cette position, son
sommet est centre et A o,o6o m au-dessus de N (precision assuree i mm).
En resume, cc materiel permet :
to La prise de vues, In chambre etant fixee sur la fourche du dispo-
sitif ;
20 La determination des coordonnees x, y, z, de N par intersection
en visant des stations connues, la piece materialisant le point nodal ;
30 La determination des coordonnees x et z de N par relevement
sur des points connus en utilisant le theodolite dont la hauteur de lunette
est variable suivant In position des vis calantes (A 3 mm pres :
6 cm au-dessus de N). La determination de y (altitude) par relevement
est considerde comme trop imprecise.
L'embase etant une piece unique ne comportant pas de vis calantes,
il est indispensable de placer le plateau du pied de Wild sensiblement
horizontal, pour etre dans de bonnes conditions de prises de vues et
obtenir une precision suffisante des mesures topographiques. C'est
evidemment le principal (Want du materiel actuel.
CHOIX DES POINTS DE STATIONS PHOTOGRAMIETRIQUES ET DES REPERES
DE BARRAGE.
La premiere operation consiste A reconnaltre approximativement
les positions de prises de vues en observant les regles definies plus haut.
Un theodolite '1' est ensuite place au sornmet du barrage et cale de fagon
A lire ioo,000 g en visant un point A situe A la mime distance du bord.
Le plan de visee too,000 est parallele A 0, x, y. Le theodolite ne
bougera plus pendant la duree des operations (fig. 9).
L'emplacement exact des stations est alors repere en commengant
par exemple A droite : un theodolite est place A la premiere station P
et add parallelement A T par pointage reciproque. La station P 2 du
mneme couple devra se trouver dans le plan materialise par la lec-
ture 3oo,000 et A une distance convenable en fonction de l'eloignement
maximum D. Un deuxieme pied supportant l'embase, la fourche et la
chambre de prise de vues, est alors place en cet endroit; la hauteur
reglee de fagon que les deux stations soient sensiblement A la 'name
altitude. Les points m et n sont reperes sur le sommet du barrage;
n, dans le plan de visee du theodolite correspondant A la lecture 0,000;
m, tel que inn = -d?
2
En P i le theodolite est remplace par la chambre de prise de vues
munie d'un verre depoli. Les deux chambres sont disposees suivant le
grand axe horizontal. On s'assure que le site ne depasse pas io grades
lorsque le sommet du barrage se trouve dans le champ, sinon il faudrait
operer avec le grand axe vertical.
Les deux chambres sont dirigees en azimut, de fagon a Otre en conver-
gence sur in, et les six reperes de barrage sont choisis comme l'indique
R. 119..
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R.119 ? 12 ?
la figure 3 en verifiant dans le verre depoli qu'ils sont bien situes dans
le champ des deux chambres.
CeIles-ci sont alors remplacees par le dispositif de materialisation
du point nodal, et un repere est scene an sol dans l'axe du flu A plomb.
Les deux stations P 3 et P 1 sont ensuite determinees. Connaissant
le champ des chambres de prise de vues, il est toujours possible de
placer P 3 en un point convenable, qui pent d'ailleurs etre la station
gauche du premier couple. On opere de la merne facon que prece-
demment, en s'assurant que le recouvrement de couple A couple est
Sommet d 6arra e
P 2 et P 3, P 3 et P 1, P 5 el 13 6. La planche IV donne deux exemples
de phologruphies montees en stereo (pour le barrage d'Escoubous).
On pent remarquer que P 3-P 4 est tine base tres courte. La rest!-
BARRAGE DE GRE-SIOLLES
Sommet du barraee
Fig. 9.
Sommet du barrage = crest of dam.
Base du barrage = Toe of dam.
suffisant. Les stations .suivantes sont ensuite choisies jusqu'A cc que
le barrage soit entierement convert.
Le nombre de couples est variable et fonction de la longueur
barrage et des conditions de prises de vues : 4 A Gresiolles et A Escou-
bous, 5 aux Grandes Patures.
Les difficultes qui peuvent se presenter proviennent des deux obli-
gations suivantcs :
to Altitude des stations d'un mettle couple sensiblement les memes;
2.0 Site des chambres de prises de vues inferieur A to grades, cc qui a
oblige les operateurs A prcndre deux couples pour deux stations du
barrage de Greziolles : l'un le grand axe vertical en vue de la resti-
tution du sommet du barrage, le second, le grand axe horizontal pour
le leve de la partie inferieure. La figure to indique la zone couverte
par les deux couples.
La planche III reproduit lc plqn d'implantation du barrage d'Escou-
bons. Les quatre couples stereoscopiques soot les suivants : P 1 et P 2,
Surface couVerte par lef deux couple!.
H repreSente du champ o'u couple prill
aiec grano' axe horizontal
Fig. to.
I3arrage de Gresiolles.
Gresiolles Dam.
Sommet du barrage = Crest of dam.
Surface couverte par les deux couples.
Surface covered by the two photo-pairs.
represenle In limite du champ du couple pris avec grand axe horizontal.
II represents the limit of the field of the photo-pairs with the large axis horizontal.
talon des points eloignes manquerait done de precision, mais cc couple
est destine settlement a la determination des points rapproches.
Le sommet du barrage est couvcrl en effet, soiL par P 2-P 3, soiL
par P 5-P 6 (fig. 1).
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? 14 ?
DETERNIINATION DES COORDONNEES DES STATIONS PIIOTOS ET DES
REPP.RES.
Des stations de base (A sur la planche 111), on vise en direction et
en nivellement les reperes du barrage et les points de prises de vues
(pour ces derniers : visees althnetriques sur le sommet du dispositif
et le repere au sol). Il est preferable de stationner quelques points de
BARRAGE D'ESCOUBOUS
Somme t- du barrage
-7-,- -- \
_,
- row ?
-kr- ..,,ST
-_,-/- VW
;w4V
,'.^.1_,.?
,.
,-4(-/
-2' _V
I
I I
/
I
I
4 k
/
A
x
Surface
Z6r7e
couVerte par Ps- P6
? P2 - P3
reStituer par P3-PS
Fig. i.
Barrage d'Escoubous.
Escoubous Dam.
Sommet du barrage = Crest of dam.
Surface couverte par P 5-P 6 = Surface covered by camera P 5 and camera
Surface couverle par P 2-P 3 = Surface covered by camera P 2 and camera
Zone a restituer par P 3-P -1 = Zone to be plotted by cameras P 3 and P 4.
? 15 ? R.119
prise de vues (cc Mt le cas A Escoubous pour P 3, P i, P 5) et souvent
un point supplementaire pour obtenir un meilleur recoupernent.
Cheque point est calcule individuellement par determination gra-
phique a l'echelle de x/x apres determination d'un point approche,
l'altimetrie par la methode du nivellement geodesique.
L'ordre du calcul A Escoubous a ete le suivant : P 3, P 1, P 5, les
trois autres stations photos et enfln les reperes de barrage.
Les resultats ont ote excellents, car malgre la grandeur de l'echelle,
les difterentes visees d'intersection et, eventuellement, les segments,
sont A pen pres concourants. On pent estimer a 2 mm l'erreur maximum
des coordonnees obtenues pour les difTerents points du barrage
d'Escoubous.
La prise de vues doit elre faite dans de bonnes conditions d'eclai-
rage et les operateurs choisiront une heure convenable qui depend
evidemment de l'orienlation du barrage.
V. ? OPERATIONS
AU COURS D'UNE OPERATION ULTERIEURE.
Elles seront alors tres simpliflees et se limiteront a la determination
de l'altitude des points de station photo et des coordonnees des reperes
du barrage qui ont pu etre modifiees Si des deformations se sont
produites a proximite de leur emplacement.
Les dispositifs photo seront centres sur les reperes au sol poses prece-
demment. Leurs coordonnees planimetriques resteront les memes, mais
il est evidemment impossible de placer N (point nodal) exactement h
la meme altitude qu'auparavant, du moms avec le materiel actuel.
Ii suffira d'ailleurs genoralement de stationner les points de base avec
lin theodolite dont l'altitude sera determinee par des visees sur les
reperes an sol des stations photo. Les reperes du barrage seront vises
en direction et nivellement, les points nodaux N en nivellement seule-
ment.
Les coordonnees x et z des reperes du barrage seront calculdes par la
methode differentielle employee actuellement par E. D. F. (voir preface
de cc rapport).
Les operations sur le terrain seront assez rapides, on peut estimer
leur duree A deux jours au maximum en travaillant avec deux equipes
(dans de tres bonnes conditions une journee entiere pourra etre suffi-
sante).
VI. ? AMELIORATIONS ENVISAGEES.
Le materiel a transporter est lourd et encombrant (en particulier
P 6. io pieds de 'Wild sont necessaires), cc qui represente un inconvenient
P 3. assez serieux, car les barrages en enrochement sont en general difficiles
d'acces.
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R.119 - 16 -
Aussi envissa-z.ns-nou% pour les auscultations stir de nouveau \
barrazesei esroc-hement de remplacer les reperes au sol des station,
photo par des piers en beton munis a leur partie superieure d'un sock
en bronze pourvu dun dispositif de centrage (systeme : trait, point.
plant. Le supp.,rt des chambres sera egalement modifie, il sera mum
is calantes et ii pourra reposer directement sur les socles des piliers
("L'Institut Geozaphique National envisage de proceder a la modi-
fication d mater-id pendant l'hiver 1957-1958.)
Les avantaaes seront les suivants
? Plus aTande facilite pour placer les objectifs a des hauteurs diffe-
rentes du sot. done d'amener les points nodaux d'un meme couple a
la mime altitude. d'oa plus grande souplesse dans le choix initial des
stations.
? Altitude des prises de vues fixes. Les operations topographiques
2U c-ours des operations qui suivent l'operation initiate, se recluiront a
la determination des coordonnees des reperes du barrage. (On supprimera
ainsi les erreurs ou imperfections provenant d'un Maut de centrage
des chambres sur les reperes au sol et celles resultant (le la determi-
nation de ITaltitude du point nodal.)
? Reduction considerable du materiel a transporter et mises en
station pratiquement instantanees. d'ou un gain de temps tres appre-
ciable.
De plus, pour les futurs barrages, les reperes de l'ouvrage seront d'un
type etudie specialement pour cette utilisation.
VII. ? DEPOLTILLEMENT. SIMPLIFICATIONS POSSIBLES.
Ain.si que nous rayons indique precedemment la restitution donne,
en definitive, des courbes en :: (eloignements).
Dans rannexe I. nous exposons les methodes et decrivons le materiel
utilise pour le depouillement des auscultations phologrammetriques.
Ces methodes et cc materiel correspondent aux normes francaises en
matiere de photo...irammetrie de haute precision.
La planche VI donne la restitution complete (faite a l'echelle du t,'Scie)
du barrage d'Escoubous, et la planche VII des coupes par des plans
verticaux perpendiculaires au barrage mettent en eNidence les defor-
mations de rouvraue depuis le debut.
Nous croyons que tout appareil de restitution (lit de premier ordre
donnerait des precisions du meme ordre, a la condition d'adapter la
methode operatoire au type d'appareil utilise, mais nous croyons aussi
qu'un appareil de cc type (premier ordre) est necessaire pour resoudre
le probleme dans les tolerances imposees.
Il est indeniable que la mise en place des couples et lc trace des
courbes constituent une operation relativement longue et, par suite,
onereuse (a titre d'indication, la restitution du barrage (i'Escoubous
-- 17 ?
R.119
a demando une semaine avec, ii est vrai, un personnel restiluteur pen
habitue a cc procede de restitution).
Mais l'auscullation d'un barrage consiste A deceler les deformations
el A les mesurcr la oil elks existent. Si nous admeltons que par un
procede quelconque on puisse determiner exactement les zones oil des
deplacements se soul produils, ii suffirait de tracer les courbes pour
ces zones a l'exclusion du restc de l'ouvrage, cc qui limiterait conside-
rablement la dude de la restitution.
Geographique National doit done etudier un procede
consislant a photographier le barrage, l'axe optique incline a 450 sur
so direction generale. L'examen stereo de deux cliches pris d'un meme
point, dans les mettles conditions au cours de deux auscultations donne-
Fig. iz.
rail pour tine zone deformee une sensation de relief provenant de la
parallaxe horizontale ab (fig. 12).
Si represente la difference d'altitude des points nodaux entre
les deux prises de vues, ayant choisi pour le calage des chambres tine
direction origine correspondant a la direction moyennc des axes de prise
de vues, les deux clich?seronl introduits dans l'appareil de resti-
tution avec
I3.e = 0.
II
La connaissancc des coordonnees des points de station et des reperes
de barrages figurant dans le champ, permet l'orientation des chambres
par le procede habituel (fig. 13).
Normalement, ii y aura contact slereoscopique du ballonnet sur le
barrage (avec Z mais pour les zones deformees, ii faudra agir
sur le Bx pour maintznir lc contact. La valeur d de la deformation
et ant
II B.r
(1= ? ?1
5tit
? 13.1'
---
S111 2
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18
En realite, les mesures de a seront? touj ours approximatives et les
resultats ne poarront etre quantitatifs mais seulement qualitatifs.
Actuellement, ii s'agit de contrdler si cc proc? peat deceler une
deformation de i cm. Des couples permettant cc contrdle ont ete pris
au barrage des Grandes Pdtures, mais n'ont pas encore ete exploites.
D'apres d'autres essais que nous avons faits a Paris en nous placant
dPrts les memes conditions d'eloig,nement que pour un barrage, cc procede
de detection semble devoir donner des resultats satisfaisants. Ainsi les
operations de restitution pourront etre convenablement alleges et
mkne supprimees si aucune deformation notable n'est deteetee.
P1
?
Par contre, nous ne pensons pas possible de supprimer in determi-
nation topographique de la totalite des voyants du barrage, au moment
des prises de vues. II faudrait, en effet, etudier sur place les photos
obliques et le temps pass?u developpement, a l'etude des clichds
serait a peu pres equivalent a celui employe aux determinations topo-
graphiques totales qui ne representent d'ailleurs qu'une faible partie
du temps consacre a l'ensemble d'une auscultation.
ANNEXE I.
RESTITUTION.
Pour toutes les operations de restitution, nous avons utilise l'appareil
Poivilliers type B.
DESCRIPTION SOMMAIRE DE L'APPAREIL POIVILLIERS.
a. Systeme optique. ? Les cliches d'un meme couple sont disposes
sur les cadres de deux chambres de restitution identiques au point
de vue optique a la chambre de vues : deux lunettes pivotant autour
? 19 ?
R.119
d'axes horizontaux it i-It' 1 et h 7.-11' J. passant par les points nodaux N
et N 2 des chambres, permettent l'examen des cliches. Les chambres
de restitution tournent autour de deux axes verticaux V i-V' i et
V 2-V' 2 passant par N i et N 2. Les deux mouvements solidaires du
system mecanique soul commandes par deux manivelles : manivelle
des x (mouvements en azimut), manivelle des y (lunettes pivotantes).
A chaque position de in chambre et de in lunette correspond tine
lecture angulaire en a (azimut) et en i (site). Le systeme optique lone-
tionne donc comme l'ensemble de deux theodolites.
1h2
1
1h1
V2J Lvi
Ne2
h'2
Fig. 14.
01'1
Pour assurer la mise en place des couples en dormant aux chambres
des positions analogues a celles des chambres de prise de vues, chacune
d'entre elles pent subir trois mouvements de rotation inddpendants du
systeme mdcanique et ne modifiant pas les lectures en oc et i: en conver-
gence, en site et en ddversement (rotation autour de l'axe optique).
L'examen stereo est assure par la presence dans le champ de chaque
lunette d'un ballonnet situd dans un plan o? se forme l'image du clich?
(fig. 14).
b. Systeme mecanique. ? Nous reprendrons la figure de l'espace au
moment de la prise de vue. Par P 2 nous menerons trois axes de coor-
donnees paralleles aux axes de reference; M, un point photographie
dans les deux couples. Les coordonnees de M sont (fig. 15) :
y = in NI
= ne m' ,
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les composantes de Ia base :
l'"1
11z= I"! Pl.
It i = li P i.
Le systeme c-ncattique de l'appareil Poivifliers est rapporte a trots
axes de coordonnees qui. apri's In mise en place des couples, doivent
(pedale des z) et sa distance Z A S I-S 2 correspond A l'eloignement.
du point M.
Deux chariots C el C' peuvent coulisser sur le pont. Chacun d'eux
comprend un point (pour C), (pour C') entraines par le &pla-
cement du pont et les mouvements des chariots. Les positions de .,?t et v.'
definissent les coordonnees du point : restitution de M (coordonnees
de i : X, Z, de : Y, 74, trois regles permettent la lecture de X, Y, Z.
C I porte deux galas in t et in 2 mobiles sur le chariot. perpendi-
__ ___ P2 S'i _ ? P'2
culairement et parallelement. et A S c-S 2. Les galets sont immobilises
de facon que
ull, B ? III 1 =
meme disposition pour le chariot C 2 :
etre paralleles aux axes de reference de In prise de vues (fig. 16). Des
regles I t, I 2, l' assujetties A se deplacer clans deux plans
horizontaux superposes materialisent la projection des rayons lumineu?
sur les plans x0: et yOz et invoteni autour de points fixes :
S c et S 2 (appartenant aux axes v I-V' I et V 2-V' 2) pour I i et I 2 ;
S' t et S' 2 pour I' i et l'
S I-S 2 B, S'
Un pont parallele A S i et S 2 ( A S' eL S' 2 se deplace paralle-
lemma A lui-merne. Son mouvement est command par flue pddale
p. /It' I = B
Une fois inserites les valeurs de Bx, By, Bz, les triangles rectangles
p.m i in 9, f a I reslent fixes. Les regles I i et I 2 s'appuient
sur les galeLs in t et in 2, 1' I et l' 9 sur et in' 9. et commandent
respectivement la rotation des chambres en azimut eL le mouvement
de la lunette pivotante par l'intermediaire d'un relais transformant
l'angle i des regles en i' tel que tg lg i cos a.
Le trace est obtenu sur une mappe par l'intermediaire d'Un coordina-
tographe comportant cm pont assujetLi A se &placer parallelement A
lui-meme el un chariot coulissanl sur le pont portant, soft un crayon
traceur, soil une lunette A axe vertical pour In mise A l'echelle.
Le mouvement tin chariot du coordinatographe est transmis par C
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Si
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celui du pont par C 2. C i et C 2 sont eux-memes commandos par les
manivelles des x et des y (fig. 17).
t Chiriot
Pont f x'
9
Fig. 17.
a-, Chariot = Carriage.
y, Pont = Mobile bridge.
EN PLACE D'UN COUPLE DANS UN CAS GENERAL.
Ceite operation comprend
a. Formation de l'image plastique consistant a regler les differents
ments : convergence, site, deversement des deux chambres, Bx,
By, B. de facon que les rayons homologues des deux faisceaux perspectifs
soient concourants.
L'objet photocgaphie est reconstitue mais occupe tine position quel-
conque par rapport aux axes de coordonnees de l'appareil.
h. Mise a l'echelle. ? Bx, By, Bz sont determines pour que l'image
plastique soit A rechelle choisie Tr?
c. Basculement. ? L'image plastique apres basculement aura, par
rapport au plan des XY de rappareil, une position analogue a celle de
l'objet photographie par rapport au plan des xy. Cette operation comporte
le basculement en x (variation de d 0 de la convergence des chambres
associee a me modification du Bz de Bx d 0 et le basculement en y
(variation du site des deux chambres d'un angle di).
MISE EN PLACE D'UN COUPLE EN VUE DE LA RESTITUTION DES BARRAGES.
Trace. ? Dans ces cas, le probleme est simplifie, car connaissant
les coordonnees des points de station photos et des reperes de barrages,
nous avons tous les elements permettant la mise en place rapide et les
differentes operations decrites plus haut peuvent avoir lieu simul-
tanement.
Un calcul preliminaire est necessaire, consistant a determiner pour
chaque repere M les gisements g i et g 2 des directions joignant P
et P 2 au point M et les angles S i et S a (IC CCS droits avec le plan
horizontal. On en deduit des angles a et i' appeles elements de calage
des chambres (1) :
2/1=- j(10 - I
2f, = '100, ,
93 ?
R.119
a. Calage des chambres. ? Nous prendrons l'exemple, pour le
couple P 2-P 3, du calage de in chambre P 2. Ca assure lorsque,
pointant monoculairement les reperes, on ()Mica en azimut et en site
les lectures at et calculdes precedemment.
Ce resultat sera ?Menu en reglant convenablement le site, le dever-
sement ei In convergence de la chambre (fig. 18).
+a6 +a5
x)
Deversement
Fig. 19.
Deverseinent == Plan rotation of plate.
II suffit de deux reperes pour assurer cc reglage. Nous choisirons les
points a 5 et a 6 dont les elements de calage sont (fig. 19) :
Si., 7,76 i2",168.
2,4=- 331:,213, 3;56 36;.
Ces points presentent ravantage suivant : reiTet du deversernent est
nul sur la lecture en i' pour a 5 et maxima pour a 6. Cela permet de
regler successivement le site de facon que pour a 5, i' = 372,168 et le
deversement (lecture 6 = 375,367). La chambre est ensuite calde en
azimut de facon a lire : 8,555 en pointant a 5.
(1) Les indices t indiquent les valeurs th6oriques.
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R.119 -- 2.1 ?
Meme operation pour In chambre P 3.
Tous les reperes de barrage sont pointes monoculairenica an moyen
des deux manivelles : le Tableau I de In planche V (101111C les ecarts
entre les lectures .2 et i et leur valour theorique, &arl qui depasse
rarement. (maximum pour b I) dans les deux chambres.
Cos differences peuvent provenir, soil (fun defaut d'appairage des
chambres (qui no seraient pas rigoureusement scmblables au point de
vile optique aux chambres de prises de vues), soil (rune erreur dans
la determination des coordonnees des reperes.
En cc qui concernc le point b 4 qui n'occupe pas In meme position
dans les deux cliches, recall de en site pour les deux chambres
semble plutOt indiquer tine erreur de coordonnees qui serail. de Fordre
de 3,5 mm, cc qui, pour un point isole, est encore tres acceptable.
b. Inscription du Bx, du By, du L'echelle de l'image plastique
doit etre ;- =
100?
On inscrit a l'appareil Poivilliers :
11.c =
11.1 =
11 =
Vt.
Rao ? ,
1(10 ( I ?
VERIFICATION DE LA :111SE EN PLACE DU COUPLE.
a. Image plastique. ? 11 ne dolt subsister aucunc parallaxe verticale.
Pour les quatre couples du barrage d'Escoubous, l'image plastique etaiL
parfaitement formee et aucunc correction n'a ete apportee.
12. Mise a rechelle. ? La distance de deux reperes reconslitude
l'appareil Poivilliers dolt etre egale an I/I ooe de la distance reelle de
ces points.
Pour lc verifier les quatre points a 4, a 6, b 4, b 6 (couple P 2-P 3)
sont pointes stereoscopiquement et les lectures X, Y, Z, correspon-
dantes, sont notees. On dolt avoir :
\ it G ? 1 its /2 4- Z.16
= 1(7)-0 r1:1 ( I)2?(_ Zo% )1.1
t k%1? t t ? 412 ( Z.1 ZII )2
)'-
Ces egalites soul verifides A 2 ou 3/boo de millimetre, cc qui corres-
pond A 2 ou 3 mm reels.
R.119
Le coordinatographe est ensuite branche avec agrandissement 2.
On oriente sur in table tine mappe reproduisant It fechelle du 1/500
in projection sur lc plan des xy des differents reperes de barrage.
Lorsqu'on les pointe, in position du crayon traccur correspond au 1/100
dc millimetre (erreur graphique) avec les points piques, cc qui verifie
in perfection de la mise A fechelle.
c. Basculement. ? Apres avoir pointe slereoscopiquement chacun des
repercs et note In lecture Z de feloignement, on forme la difference
AZ = - ?
Cate quantild devrait rester la meme pour tous les points (fig 20).
4. -I- -I-
a3n+3 a3n+5 a3n+4 a3n+2 a3n a3n-1 a3nt1
b3n+3
b3n+2 b3n+1
Fig. 20.
Pour lc couple Pn, Pu I, nous avons en general sept reperes dans
le haut (en raison du debordemenl de couple A couple), et trois dans
le bas. Pour les quatre couples d'Escoubous, nous obtenons trois grou-
pemcnts de points ayant le mem AZ a quelques 1/1000 de milli-
metre pres.
10 pour les cinq points du haul :
(z,? . ? ir -v., a . /11 ;
20 pour les deux points du haul extremes
' AZ E?
30 pour les trois points du bas extremes :
I-' //3? ..3 : .'/. 13.
Ces resultats montrent que le basculement en x est parfaitement
assure. Le Tableau 2 de la planche V indique les differences
et
obLenues pour les quatre couples.
L'ecart no presente pas d'inconvenients. II suffira de limiter la
restitution du quadrilatere b311-1, a3u-1, d34-4-5, b344-3, le recouvrement de
couple A couple etant largement assure dans le haut du barrage.
La difference pourrait indiquer tine erreur de basculement en g.
En realite, le systematisme observe (bion que no soil pas rigoureu-
!)2 = .7;11 ?
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? 26 ?
sement constant) et la certitude que les dliunents de reglage inscrits A
l'appareil Poivilliers sont corrects, prouve que cette discordance dolt
etre attribude A un clefaut d'appairage des chambres de restitution.
Deux solutions sont possibles pour obtenir un trace exact.
10 Basculer en y en modiflant d'une quantite convenable l'angle de
site des deux chambres. On assure ainsi l'egalild des quantites des
points du haut et du bas. Une courbe quelconque correspondant.
l'eloignement z sera tracee en inscrivant au pont des eloignements
(fig. 21)
Z =
100
Mais comme le montre la figure, Venetic de In projection sur le plan
Fig. 21
Paoli] du barrage avant basculement.
Profil du barrage apres basculement.
Profile of darn before displacement.
Profile of dam alter displacenzent.
des xy sera augmentee, le coordinaLographe etant regle stir les points
du haut, un decalage P sera constate sur les reperes b.
Si n est le timbre de courbes A tracer, on commencera par la resti-
tution du sommet du barrage apres avoir assure la mise a l'echelle
sur les reperes a. Apres le trace de la premiere courbe, on decalera
pour chacune d'entre dies le point du coordinatographe de la quan-
tite P
??
Cette solution a ete adoptee pour la restitution des couples d'essai
du barrage des Grandes Patures, et le couple P 2 d'Escoubous
(dans cc dernier cas, P = mm).
2 II semble preferable de ne rien modifier aux elements de reglage
du couple et de considerer -1z comme fonction lindaire de z :
? ?zI3
----- ?1? Z 15
I ? Z 11zI3
AzAl ? Az13 Az 13 z11?
z ? z
;Al -:ii
97 _
R.119
Pour tracer la courbe correspondant A feloignement, on inscrira au
pont. :
z AI Az11)? I sit Az 11
Celle soluCon permel un trace plus rapide, sans doule plus exact,
et a CAC utilise dans In restitution des couples P 2-P 3, P 3-P P 5-P 6
d' Escoubous.
RESULTATS DE LA RESTITUTION DU BARRAGE D'ESCOUBOUS.
Les planches donnent une reproduction du barrage d'Escoubous.
Les deformations sont tres nettes et mises plus particulierement en
evidence sur les coupes section du barrage par des plans paralleles
yOz.
Pour controler in precision des resultats obtenus, un certain nombre
de points ont CtC choisis le long des raccords des couples et pointes
chaque lois sterdoscopiquement. Les differences des eloignements deter-
mines par les deux solutions ci-dessus n'excedent. jamais 5 mm. Ces
resultais justifient les deux procedes utilises pour le trace des courbes
qui, d'ailleurs, raccordent parfailement en limite de deux couples et
montrent clue in precision de I cm est assuree.
RESUME.
Les procedes lopographiques employes normalement par l'Elec-
tricite de France pour l'auscultation des ouvrages en beton conviennent
mal aux barrages en enrochement. Pour ces derniers, il est necessaire
d'avoir une auscultation de rensemble du parement aval, aussi a-t-on
fail appel A la phologrammelrie stereoscopique terrestre A grande base
pour alleindre cc but.
Le paragraphe II expose les essais effeclues en vue de la mise au
point des apparel's et des methodes.
Le paragraphe III, les operations d'exploilation effectuees en 1957.
Le paragraphe IV, le materiel employe, ainsi que les operations sur
le terrain.
Les paragraphes V, VI et VII, les ameliorations et simplifications
prevues pour les operations ullerieures.
L'Annexe I la technique employee pour la restitution dans cc cas.
un peu particulier, ainsi que la description du materiel utilise.
SUMMARY.
The topographical methods usually employed by Electricite de France
for surveying concrete structures are unsuitable for rockfill dams, which
require a general topographical survey of the downstream face. It was
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R.119 98 _
found that stereophologrammetry from the ground by two widely
separated cameras was the most suitable method for the purpose.
Paragraph II gives an account of the tests carried out for perfecting
the instruments and the methods.
Paragraph III relates the surveys carried out in 1957.
Paragraph /V describes the equipment used and the field operations.
Paragraphs V, VI and VII give an account of future improvements
and simplifications.
Appendix I : The technique used, in a somewhat special case, for
plotting the survey, together with a description of the equipment. used.
- 29 ?
R.1.1.9
i
2425 ft1P--AmisiMrareara
weirJEPOINEWM
AdramildrvinEns
AP' ArTIOPM105
_10.111wdo,NORWA
lIrroreirofirirA
241146.:414 Lis ErLi
260
2$.75
25, so
Seckton
Ls, es
Experience avant deformation.
Experiment before deformation.
Echelle de la restitution : 3/2oo.
Scale of plotted map : 312.00.
I itt
? 2 in
Equidistance des courbes : o,o5
Distance between curves : o.o5 m.
26 25
41?erigairorfat
ddriraw-sarderteateas
WifigrONINSOM
f411111100011111111111WA
101 MANTAMINRIA
MVO MittliffiligUN
'EreatEMBErni
PPP"'
260
25.15
2550
Sechon
25,25
Experience Viche deformee.
Experiment after deformation of tarpaulin.
Planclie I.
Restitution pliotogrammetrique (rune bAche avant el apres deformation.
Plate I
Stereophologrammetrical plotting of tarpaulin before and after deformation.
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SECTION DE LA BACHE
PAR UN PLAN HORIZONTAL
AVANT ET APPS DEFORMATION
? iY4t
to a )
Lep et
/
trr o .ortiki....rn
,,,di
55
25,50
45
35
0 1 2 3 4 metres
Manche 1 bis.
Section de la bathe par un plan horizontal avant el apres deformation.
Plate I bis.
Horizontal cross-section of tarpaulin before and after deformation.
Profit de la bAche avant deformation.
Pro file of tarpaulin before deformation.
Profit de In !Ache apres deformation.
Profile of tarpaulin after deformation.
Planehe
Materiel de prise de vues.
Plate II
Photographic Equipment.
Contreplaque =-- Anchor plate
Embase = Base plate.
Taquet = Sliding runner.
Fourche = Forked I rame
Dispositif de materialisation du point nodal = Device for showing nodal point.
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? 33 ? R.119
- 32 ?
TRIANGULATION
DU BARRAGE D'ESCOUBOUS
Vol 7a6 Vaaig 7,5vas v'7\?'Va4
0P4 ?P3 0P2 ?P1
P 6 ?P5
r D
Ats
r C.
Projection sur le plan des X Z R G 93
170 180 i0S 20,4 2110 220 230 240 230
I _
b5 Vb1
b7 JVbs W
Vb2
Projection sur le plan des XY
Planche
Triangulation du barrage d'Escoubous.
Plate III.
Triangulation of Escoubons dam.
Projection sur le plan des XZ =-- Plane projection of XZ points.
Projection sur le plan des XV = Plane projection of XV points.
Repires E. I.) 1). F. benchmarks
V Ileperes du barrage = Danz benchmarks.
O Stations photos =-- Points front which photographs were taken.
? Points stationnes ;iu theodolite = Points at which theodolites were placed
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-- 35 -- R.119
TABLEAU I
Points a6 0.810 U3 L15 al a2 a4 bo b5 b4 '
apt ?J/5 112 31.1 115 1,12 665-.7/2 //0 J// 1/6 J72 1.55,1/2 675 4, .428 1,1/5 1,717
t .313,36/J/J,J1,1 J/1,66.1 3/2,16d 171,814 1/2,114 JP 67/ +JO ,116 101
- . .
tt3fC en t' o,S to, 7, ?oz to,z foz ? 0, f
tiitot a. api. JJ,74.5 24,110 14,64* 1,151 J55,316 ..141,632 380 911 15,/f6 19.1.10 351,756
a. t .1.1 143 14,711 14 646 1.11.1 .191 5f2 .115,6.11 .710,118- J5162 IJ JO/ J9,7 biz
ecort en oc t 2 to J _0.2 0,0 rot -0,7 0,1 p
1,4
lea,re L' oso 174,361 J/4,305 .174,34.11/1,10.1 J16,519 J/1,661 1.011 10,/09 8 ,ffe
L t th,J(q.c ,315.030 .174.3?4 17.4,344 174,543 .1.1.1,1,3 116.919 111,661 7,091 10.117, 8,058
? , 0 - 0.2 0 0 - 0,2 _.0.d4
Ie.:ore et ..ippl? 13,146 J,55f 151.51.1 151,63/ J71,445 111,118 ./6/.4,16 J95,626 175,7,1 J62,359ci .
t t"?"4" t9,10! 9,244157,113' J.91,631171,440 311,12/ 151,6./8 159,615 111,11214? 353,
ocart en cc _.o2h-0.41 _0,2 0 017,0,1 -0.) _0,2 *06.
TABLEAU 2
COUDIE Pi Pa
A 5E = 0,06 AZM=000
A z B = -006
0,06 8a 0O6
couple P2 PS
E + 0,12 AZ
Z -007
0,10 82 a 0 09
CeUtHe P3 P4 couple P5 F6
3 E -0 CS A Z *4.-0 02
A.Zi32=-005
3t = - 008 3 2 = 0,07
Z E 0,06 AZfrI=C15
AZB = -025
31= 0 o 32=010
Planche V.
Plate V.
Tableau L = Table t
Points = Points observed - Photo 3 icorresporalant a P 2). Charabre
drone = Photo 3 (corresponding to P 2) Right carnera. - Lecture z' appa-
rent = Apparent reading of - P.cart en i' = Remainder - t. - Lecture
apparent = Apparent reading of 2. - ecart en x = Remainder x - it _
Photo t icorrespondant a P '3). Chainbre gauche = Photo 4 (corresponding
to P 3). Left camera. -- Lecture apparent Apparent reading of -
I theorique - Theoretical i t Ecart en i' - Remainder apparent i' - L I.
__. Lecture i apparent 1pourent reading of 2. - it theorique = Theore-
heal 21 - b:cart en x Remainder apparent 2-theoretical
?..
Ii i 0 o? -,-".:
Iii f... .-.
CZ ......
c
-
'-2 "E."
t
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I C, . 1 n ;.-- ..._
Ilirill ce)
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74- E
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II I 3
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''' ..: c,
...
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1 '; I '; E7i
111 1,I
III 1 1
II
PI.
Declassified in Part - Sanitized Co
A
PP
df
ease
?
5 - r 014/04/14 : CIA-RnPRi_niflADrw, nes.,
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Manchale de Itnergie
QUESTION N? 23
SIXIEIVIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
T. B. KENNEDY
(U. S. A.)
PREUVE
Reproduction interdlte
INVESTIGATION OF POZZOLANIC
AND OTHER MATERIALS TO REPLACE PART
OF THE PORTLAND CEMENT
IN MASS CONCRETE DAMS (*).
THOMAS B. KENNEDY,
Chief, Concrete Division, U. S. Army Engineer Waterways Experiment Station,
Jackson, Mississippi; Member, U. S. Committee on Large Dams
of the International Commission on Large Dams.
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages. New York, 1958.
INTRODUCTION.
The Corps of Engineers has long considered it to be highly desirable
to .reduce to a practicable minimum the amount of portland cement
in the concrete used in its dams. The primary reason for reduction
of cement is economy. Close control of the particle shape and grading
of the aggregates, improved equipment and methods of placement,
and especially the use of air entrainment in improving the mechanical
properties of lean mixtures have resulted in the regular and satisfactory
use of cement contents of 2.25 to 2. 5o bags (211 to 235 lb) of portland
cement per cu. yd in interior mass concrete. Two bags (i 88 lb) of cement
(*) Etude Mani& des materiaux pom:olanigues el autres pour le remplacement
Wane panic du ciment de Portland dans le beton des barrages.
152903-58 Paris ? Imp. GAUTHIERNILLARS, 55, quai des Grands-Augustins.
Imprim6 en France.
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? 2 ?
were used without difficulty in 3oo 000 cu. yd of interior concrete in
Pine Flat Dam [1] (1). Ftwther significant reductions will be difficult
of achievement through similar improvements because 2.25 to 2.50 bags
of cement are equal to about the minimum amount of sub sieve material
required to insure placeability under field conditions. But further
reductions in portland cement itself can be achieved through partial
replacement of the cement with other suitable finely divided materials,
with possible accompanying improvements in workability, strength,
durability, impermeability, volume stability on cooling, and elimination
of expansion caused by reaction between cement and aggregate. Such
materials have long been known and used, but prior to 195o their
selection and use on Corps of Engineers projects was based on local
conditions applicable to individual projects.
The lean mass interior concrete is customarily faced on surfaces
that will later be exposed to erosion or weathering with richer concrete.
Four bags of cement or the equivalent of cement plus replacement
material is ordinarily used. Consideration is being given to reducing
this amount on surfaces nol exposed to welling and drying and to
flowing water to three bags per cu. yd. It is at once obvious that the
savings resulting from the use of a replacement material can be negli-
gible or large depending on the difference in cosi of the replacement and
cement in the work, the proportion of replacement to cement, and the
volume of concrete in which the replacement is used.
In 195o, the Chief of Engineers directed the U. S. Army Engineer
Waterways Experiment Station to undertake a comprehensive investi-
gation of all available classes of materials that might be used for partial
? replacement of portland cement in mass and structural concrete.
Gilbert and Steele [1], [2] in 1955 presented a partial summary of
two phases of the investigation. Since then other phases have been
completed and considerably more information has been obtained.
It is the purpose of this paper to give a summary of the information
developed relevant to mass concrete construction. Except where
required to Lie this paper with R.8, data presented by Gilbert and Steele
will noL be repeated here.
DESCRIPTION OF INVESTIGATION.
Punposa.
The purpose of the investigation was to obtain and study materials
representing each class of commercially important finely divided
materials that were considered suitable for use as partial replacements
of portland cement. Information was sought on the effects of such
materials on the properties of concrete both before and after hardening
(1) Raised numbers refer to similarly numbered sources cited in the list of refe-
rences at the end of this paper.
? 3 ?
R.120
in order to formulate specifications and test methods to insure their
quality and control their uniformity and to establish criteria for judging
their suitability for use and estimation of optimum proportions in
which they could be used.
SCOPE.
Sixteen replacement materials, representing six classes, covering
the range of fineness and composition likely to be encountered throughout
the United Slates were selected for study. The classes were :
Granulated water-quenched iron blast-furnace slag, two sources.
Natural cement, two sources.
Fly ash, four sources.
Natural volcanic glasses, two pumicites, one tuff, one obsidian.
Calcined opaline shales, three sources.
Uncalcined diatomite, one source.
Five portland cements, two type I, and one each of types II, III
and IV were used with the replacement materials. Proportions of
replacement material were chosen to represent amounts estimated to
be less than, equal to, and more than the quantity to produce optimum
results. A good-quality uniform crushed limestone was used as fine
and coarse aggregate throughout the investigation.
The first phase of the investigation was comprehensive in the number
of cement. and replacement material combinations dealt with. It
utilized concrete with aggregate of 3'i-in, maximum size and provided
a wealth of data on the behavior of concrete mixtures with quality of
paste, equivalent to o.8. water-cement ratio by weight, similar to interior
mass concrete. It provided the basis for selection of materials and
proportions for use in the subsequent phases wherein concretes with 3-in.
and 6-in, aggregate were used. It is not within the scope of this paper
to summarize the entire investigation, hence, only that portion concer-
ning mixtures made with type II cement (used most frequently by
the Corps in dam construction) containing water-cement or water-
cement plus replacement material ratios comparable to interior mass
mixtures, will be dealt with.
MATERIALS AND TESTS.
MATERIALS.
The type II cement was procured from a mill in southeastern United
States. Four shipments were required. The range in chemical compo-
sition and physical test results was slight. Cement from a single ship-
ment was used in each phase of the program. Chemical and physical
data are given in table 1 of reference [1].
More than one shipment of most of the replacement materials was
required for the entire program. The materials varied little from
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R.120
_ 4 ?
shipment to shipment; however, only one shipment was used per phase.
Typical chemical and physical data on one material representing each
class are given in Table 1 of reference Ill.
Physical data.
Specific gra\ ity
Absorption ()
Loss (%), after 5 cycles
Mg SOi
Flat and elongated par-
tides (1,.)
L. A. abrasion loss, after
Soo cycles (%) .
Toni.: I.
Typical cl rut on aggregates.
1,oarse aggregate
Fine
aggregate. No. 1-3/Sin 3/1-I-It; in I -1!2-3 in 3-6 in
2.61 A.68
1.A o.8
2..69 'A.69
0.6 0 1
19.1 1 7 I 0
- i3.' 3.7
- 27.8 29 -)
Gradings in concrete
A6.1)
1.71
I) 5
0 . 0
Sieve
No
Fine aggregate
cum.
( % passing.
Loarse aggregate
Cumulative ( "u) passing
Sieve
No.
1-3/1 in
No
1-3 in.
No
1-6 in
......
ty)
97
S....
89
??
75
16.
65
3
11)0
65
30
o
8i)
18
50
22
1 1 2 o
66
10
100
o
100
i5
27
2.77
3,1
1,2 o
99
65
16
q7
15
38 0
)8
18
No 4
Similarly, it was not feasible to obtain all the aggregates prior to
inception of the investigation. Several shipments were used. Typical
data are contained in Table 1
TESTS.
Because the investigation was carried out in phases those aspects
of each phase deemed relevant to assessing the suitability of the materials
for substitution for a portion of the cement in mass concrete will be
described briefly. All the concrete under discussion contained entrained
air produced by the addition of the amount of sodium hydroxide Vinsol
? 5 ?
R.120
resin solution required to produce 6 o.5 ')? air in concrete with 3 [-in.
aggregate. In the mixtures with or 6-in, aggregate the air content
was 5.5 .7 1.5 % in the portion of the mixtures smaller than 1-1 2-in.
sieve. The mixtures with 3'4-in. aggregate were proportioned for
approximately equal workability, as measured by the Powers' [3]
remolding apparatus, and the slump was maintained at 2-1 - 1 'A
The mixtures containing 3-in. and 6-in, aggregate were proportioned
to have approximately equal workability judged by the facility with
which they were placed. The slump of the mixtures with larger aggre-
gate varied from 1.-1 2 -.:i 2 in. for the mixtures in phases 2 and -1
to I 2 1: I 2 in. for phase 3.
FIRST 1...1BOHATOHY PHASE.
Twenty-nine combinations of cement and replacement material
were used in the first phase of the program. The use of 3 4-in, aggregate
concrete at a water-cement ratio of o.8 by weight was selected to provide
concrete readily adaptable to the fabrication and test of laboratory
specimens having paste with quality approximating interior mass
concrete containing about the maximum allowable amount of m ater.
The material combinations are indicated in the tabulation :
Replacement material.
No replacement ..
1
IV ..
\ Libre% iat ion
..... .
'lag I
',lag I to. 5o. 70
II o II
Natural I Nat I )0. I.,. 'So
0 II II t5
11% ash I F k I
II 0 II
Ill III
I\ IV
Percentage
of cement replaced,
-olid volume.
Plume' te F
Obsidian
Tuff Lfull
Pit F
L
C.alcided shale Al Sb M
V .
0
: Sb N
diatomite
N t
C
\ I . Unealcined diatomite Iialci 11
11
Three rounds of concrete with each combination were made in random
order. The average data on the plastic and hardened properties of
the concrete are contained in Table 2.
B. 120.
-
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R.120 - 6 -
TABLE 72.
Test data and rating, concrete with 3 !yin. aggregate type II cement,
first phase of cement replacement investigation.
C.ftiftpresi?c
Cement P&'i'ineahi Ii h K, ( 2 ) strength, Reduction
UI. - psi ( 1. in heat
Bcpla-blend - 1 ear- ---......_,-..------ of
cement Ise.' ( lb, Bleeding 90 ____... _.....-.. .; 90 113.1r:idiot
matenal. 1. U. 'II). (",. i 1 ii, da?,. I ...! :. da?s 11,1s. ( eal/g )0)
None . - 31t 0 8 1 1 6 7 9 810 . 6.0 I 1'5 )
Slag I ;1) l 10 11.7 $ ; ; - i j1) * ; ili 18
1 0 l I I 8 _ d. it11 ?/ I-111 ) j ii )
71) i 17.7 1781?1 20 - I 111C) I 7 ,.ft It
/II 331 I t. t 18 ; 1 - 261)1?1 )1)711 rj
Nat 1 )0 "I 11 1. ; ?)f 6 7 - 67.) , 170
.) 1 r. 378 ,. ; 111 6 7 0 130 I III/ 6
L ./11 3.; 'I I . -/ I) (1 1) - 31)11 9 i ;I) ill
11 311 ii . ) )7 10 0 -
FA I... h. 301 I 1.7 17 c; I ; - Ith. 1 810
L 15 9.1) 9?0 87 17 7 i II) VII/ I 790 t
I. CIO 2.77 1 ).1) 220 I ?I 70 61 - 211/(?) 1 370 I 1
o II . II :)9 1 i 1. . 31 58 71 - .6o I ') t 190 16
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329 6.6 I 1 1 8 _ 170 . ;00
Tuff ... 3-. 371 ....) ..?1 .) i 1 _ .10.11) I 111)0 I I
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Obs
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0 11 it) / '19 2. i 'I; 9 I
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30 I')
1111./
II
7()
VI
75
So
60
70
60
75
- - R.120
Too I.
Test data and rating oj concrete with 6-in. aggregate,
type II cement, second laboratory phase of cement replacement investiga(ion.
Nominal Compress.% e
amount Pernicabilit strength
cement K, ( ). ps. ( Iteduction
Lsed or blend in heat of
Replacement (''U ( bags/ Bleeding 90 1-I,: :1 90 lidration Rating
)1atertal CU 3(l) (it (''?) (21. da%S ears (Ia.\ s. da?s ( cal/g) (3 ). No.
None . ? 2.0 I I 1 010 2 1 ii ( II) 60
Nat 1 . Il 1.1) . I II II) 670 001) 6
Pun. F. .... 2 0 1.1III ('17.) 110 II 011
Slag 1 . 2 0 6. to 710 l080 16 110
Cal I) . . 34.) .11 6 7 6to 7 310 8 81
Liii 11. II 2.11 .7 7 700 2 .1q0 75
31) ?,
F I 2.0 5.8 6 to 2 2111 I) II
None 7 1 1?1 6 6 t 380 00.. 75
Nat I 31 I .0 7 7 910 9810 Si
Punt I: io 1?,) 790 7 600 II 0.)
Slag I 10 16 7I1) ) 9611 16 8.)
Cal 1) 30 1.1 900 8
L111' I). 17. 2.1 1 111 10(10 3 130 75
FA I... 30 8.1 1 6'10 77.) 16 81
None 3 . 0 7 I 100 I(11, ()1) 75
Nat 1 3.0 0.8 1 I 3014' i 170 6 81
Punt F. 10 3.0 9.6 1 870 3 it
Slag I 60 9.41 790 3 160 16 01
Cal D II) I .1 070 3 1;0 8
1111. 1) .... I' 1.0 1.1 tit t .80 1810 -I
\ I . 1.0 i? ; 7 h) I 700 17 9"
(I) Concrete was proportioned to contain nominally ..o, 2.5, or 3.o bags of cement or blend (1S8,
233, or 252 lb). Replacement was by weight.
(2) Test Method CRD-C 9 concrete wet-sieved through I-1/2-in sieve, subjected to light
intermittent vibration for i h. Water collecting on surface calculated as per cent of total
(I) Test method CRD-C 9, Corps of Engineers Handbook for Concrete and Cement, con-
crete subjected to light intermittent vibration for i Is. Bleeding (water rising on concrete)
is computed as percentage of total mixing water Each value represents three tests
cu fl/sec
(2) Test method CRD-C -18, each value represents 6 tests, K, - x o"
sq ft (ft head/ft)
(3) Each value represents 3 tests.
(") Single tests based on results obtained in conduction calorimeter lo 3 days. Result in ( )
represents heat of hydration in cal/g on paste contining 100 per cent portland cement.
* Rating includes one or more test values regarded as probable cause for rejection of the con-
crete yielding them without regard to other values.
mixing water indicates bleeding. Each value represents the average of two tests.
(') Each value shown represents 8 tests made using 6-by 6-in, cylinders of concrete wet-
sieved through 1-in. sieve.
(,) Each value represents 3 tests on 8-by 16-in. cylinders of concrete wetsieved through 3-in.
sieve.
(5) Single test valules. Result. in ( ) represents the heat of hydration of paste with water-
cement ratio of o.5 by wt at 3 days as determined by conduction calorimeter. Other values
represent the difference in heat evolution of paste made with the blends of cement plus
replacement material and the heat evolution of paste with no replacement material. Minus
value indicates more heat liberated by that blend than liberated by paste with no replacement.
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.?.1rega te ere Iliad,.
St.1..D r)ne round of concrete per comb-
'was mafte_ -_:ne res.:aft:me: was made on a weight basis. v. ith
- ane the water-cement ratio
_ w ere used at cement or cement plu,,
?a'el: ?. 3 and I.o bags is-?. ?
s-_nd
_ Na.:urai I.
Twer_7.-y. _S E.nd F
- Sib.: L
Twenty_ anr.-: Caic__=,.-d diatomite.
Unca_er_ned diatomite.
an-t. -F. Ash L
In :Le .:.re-c-Ity data on only the mixture for each
I: 7,T') Pr",
the best performance are gix en in
.ren-lacent mater.als for the first field phase was based
..--efF?zits ?:??1 the P. "..an-t?ratory phase. Two materials were chosen
r-enla...-em-ea: that Lad caused much and little bleeding in the smaIi-
r----Trete Trie zl...ricrete was mixed in the laborator's 2-cu. d
rj_tiltias: me:. Seen blocks 5 by io by ii ft. in dimension
Fist.-ze sl-lows six of the completed blocks.
Cent. wate:--cement ratio characteristics of the seen
ee
Nri replacement_ water-cement ratio o. S. 3-in. aggregate.
'Co replacement, water-cement ratio o.$, 3-in. aggregate.
r..kiMee2+ .55 Natural Cement I ;5 00, water-cement ratio
C.em_Pr_t Fly Ash II 3 ^4), water-cement ratio 0.6, i-in.
No replacement, water-cement ratio 0.$, 6-in. aggregate.
Cement 6.5 Natural Cement I 35 %, water-cement ratio
aggregate.
Cement 55 Fly Ash II 5 ?0, water-cement ratio 0.8, 6-in.
aggregate.
Observations were made for placeability and bleeding of the concrete.
Ten- by twenty-in, cylinders were cast for strength tests. The 6-in.
aggregate concrete for the cylinders was sieved through the I-in. sieve.
Cylinders in in diameter by 15-in, long were cast for permeability
? 9 ?
R.120
tests. Cores of similar size were later drilled from the sides of the
blocks for additional permeability tests. Ten-in, diameter cores were
drilled for test of compressive strength at 9o- and 18o-days age.
Three 1.4- by iS by 36-in, prisms were cast representing each block
for exposure to severe natural weathering at the Corps' Treat Island,
Maine, exposure station. Separate batches were made in the labora-
tor with similar proportions under controlled conditions for obser-
vation of the adiabatic temperature rise. Data on this phase of the
program are given in Tables 4 and 5.
Fig.
Completed test blocks, steel forms, 2-cubic yard controlled discharge bucket,
and diamond core drill rig used in connection with investigations of quality
and placement characteristics of lean mass concrete. Four of the blocks contain
concrete in which part of the porlland cement has been replaced with another
less expensive material.
Blocs d'essai finis, coif rages (racier. benne dc denx yards cubigues a dechargemenl
controle, el sondeuse a trepan avec perloralrice diamanlee otitis& relalivemenl it
l'invesligalion des caraclerisligues de gualile el de misc en place de belon de rousse
maigre. Qualre blocs contiennenl do beton dans leguel one pantie do ciment de
Portland a ere rem placee par on aulre malerian moms coaleux.
SECOND FIELD PHASE.
In the most ambitious phase of this investigation, one replacement
material from each class was used to replace a portion of the cement
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10 -
TOILE I.
Test data and latint7 of 6-in. agp.e.;,ate concrete, .first field phase.
seven 5- by o- ba 15-ft blocks.
P.-rtneability
Az:re- or
;:ate blend
cement .01. sire I lb Bleediti
matenal ..t tin.. ru 11,31 (hos
None.- 3 1;7 1.8 )1
None.... 1-5 21 t2;
Nat I.. . 3 1.o
17111 .. ,31 to. 10' )11')
None... - I, 03; I.-, In
\at I . . 6
oi 1.-1 21)11
t II . ( nj3 9.-1 I I.ti
ems
'9111
2213;
to Cl/
I )1
Comprestttive
strength, psi
10- z 20- in
Cores
lia?s
90. ISO-,
I 160
300
I 71to
20j0
(WO
? 110
I 4190
Adiabatic
t cm-
peratui
I: at
(1.1%-?
1 j4).
(it I;
/I
17.3 )111..
Ii
i
i
II
I
(I) Concrete wet-sieved through 11-112-in. sieve before test, each value represents I tests
(2) Tests performed on 1.1-1/2-in. diameter, 15-in, long cores drilled from blocks. Numbers in
( ) indicate the number of cores tested to give value shown.
(2) Average of I, tests per value of to- by 2o-iii; cores drilled from block.
(I) Adiabatic temperature rise measured on 2-ft cubes of similar concrete mixed separately in
the laboratory.
* Bating includes one or more test values in the range regarded as probable cause for
rejection of the concrete yielding them without regard to other values.
TABLE
Condition of prisms of mass concrete exposed to 5itb cycles of freeztng and thairtnx
four years severe marine weathertnzr at Treat Island, Mame.
Specimens 'I.
13- 61. 62, 6:1. .
B-
B- 93, 91. ..
77, 78, 79.. .
10, 11, 12....
B-109, 110, Ill...
13- 46, 17, 8..
1kpla- Aggregate 1.emitnt
size or blend
/ Illt u I(I).
177
'71
)12
1,31
)37
?.).12)
)o
CellIelit
1
None
None
Nat 1. 11
1 11. 15
None
Nat I 31
1 It. 15
II
(') Three prisms, t8- by by 36-in., each.
(2) Initial pulse velocity readings were taken in
(V 1957)2
1957 %V: x 100.
(V 19531-
NN t ).
0.
0.8
0 8
2).5
0.5
II 8
0 S
1vg visual
Lontlition 1057
Excellent. 1. nallected
Top scaling bell vik
Excellent. Unaffect ed
Slight scaling
Ilea scaled
1953 before shipment to Treat Island.
R.120
in 3- by o- by 2o-ft. blocks of concrete with 6-in. aggregate. Twenty-
five blocks were made. Substitution of replacement material for
cement was made on equal solid volume basis. Observations were
made of the workability of the mixtures, anchors suitable for holding
cantilever forms to mass concrete monoliths were embedded around
the upper perimeter of each block six in. down from the top to test
the holding power of the concrete at 3-days age. Ten-in. diameter
cores were drilled from the blocks for strength at 90 days and 14.5-in.
diameter cores were drilled for permeability testing at 90 days, and later
ages. The mixtures used in the large blocks were duplicated in the
laboratory for adiabatic heat rise and concurrently six 3-i 2- by
j-1 2- by i 6-in, beams were cast from concrete wet-sieved through
the 1-in. sieve. Three of each six were tested while submerged in
water in the automatic accelerated freezing-and-thawing apparatus
between temperatures of o and 42 F at the rate of IA cycles
in 24 h. Specimens representing the field blocks are scheduled to
be exposed at the Treat Island field durability station during the
Spring of 1958.
The nominal cement content of the blocks ranged from 1.73 bags
065 Il)) to 4.o bags (376 lb) and thus included mixtures leaner than
any presently contemplated for use to those with cement content
suitable for exterior exposed concrete. The schedule of blocks appears
in the tabulation.
Block
No.
Nominal
cement factor
u ,(11
Replacement
material
by solid
?ol
Tmw?
Nominal
Blot k It mem faLtor
No (hag, cu. yd).
Replacement
material
l, solid
NOI
1)12e.
1.71
None
-
1-2.
1.1;
None
-
i 7-i
Nat. I
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1.1.
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Ft I
30
-)3.
i 0
r ? I
io
Test data pertaining to the 2 5 blocks in the second field phase are
in Table G. Test data pertaining to the laboratory durability and heat
rise tests are in Table 7.
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R.120
___
TABLE 6.
Test data and rating, 6-in. ezgregate concrete, second field phase,
twenty-Jive 5- 41 to- lo) :wit blocks.
?trengt h
Repla- Pernicalnlit?. S. 14%
cement K 1012 (2) 16- in
material Lenient cls. psi cores, psi
Mork sol. vol. or blend Bleeding 94) :t :1 90
No ( "?). ilb cu. yd ). (',)i 11. da)s %ears. day s (2). clas11)
Nominal 1.75 bags of cement or blend cu yd.
ID- In resistance
in. of form
anchors,
kips
:1 da)s 0/?
.1..
None ;
Nat I. ;5 161 1.(4
CSli 11. to 157 6.;
line D. i ? iti? ;
None
Pum F. 6
Slag1. 0
\at I . 51
C Sb 11, 10
Unc 1.2
F. 1, ;o
None
Pun' F. 6
Slag I. 50
Nat I. 31
CSIrM. 21
Lnc D, 8
FA I. to
710
110
too
Soo
Nominal 2. 6 bags of cement or blendieu.
1(04 8.1
9.0
.101
201)
200 I .6
200 3.7
Lb
11
I 590
750
010
I I'll
8 ;0
75o
1941
NI oninal 3.00 bags of cement or blend
'7t1 3.1 ,i, _ 4 ) )))
I '-) - 2 38o
267 9 ?12 II - I -mu
7.4 ? . 0 I; _ I 79)1
2418 3.9 I ) - I 270
'77 2 1 il, - !390
)1)j A .7 16 - I 390
Nominal 1.00 bags of cement or blend cu
I 3611
070
VIII
I -180
? 680
I 810
? 130
? 18o
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130
? 110
19.. . None ;73
20. . Putit F
. Slag I, 10 ;18
Nat I, 20 370
2:1.. . 1. SI' M. 9.0
2 I.. . Line D. 6 167
FA I. 10 318
319
1.'
I 2
0.8
0 4)
21)
II
71
It)
? 1744
- I 18o
- 10,0
- 7311
- 100
- I 390
II) II
,..,. .11
41.7
91.1
16.0
17.3
6 0
6.0
30.o
?1 6
. 1
??1.6
Rating
80
IS
80
7-1
61
71
61
71
10
71
71
71
11
65
10
71
771
61
jo
8;
(1) Concrete wet-sieved through 1-i/2-in, sieve before test Each value is the average of 4 tests
(2) Test performed on 14-1/2-in. by 15-in, cores drilled from the sides of the blocks. Each
value is the average of 5 tests. K, = cfs/f1.2 per ft head per ft x 1012.
(3) Each value represents 6 tests of 8- by 16-in. cylinders of concrete wet-sieved through the
3-in. sieve.
(9 Each value represents 6 tests of by 20-in. cores drilled vertically from each block.
(2) Each value is the average of 6 tests and shows the force necessary to move the anchor
bolt head 1/16 in. or to cause the concrete around the anchor to crack.
111\toi.
No
1
- 13 -
T,BLE 7.
Test data on batches of concrete similar to blocks l-
and tested separatel) in the laboratory.
Replacement
material
sol v?4I
None
Nat I,
C Sli II. ;..
Cm. I). I,
Resistance
to freezing
and thawing,
107E, age at start
of test (I).
1thabatie temperature
rise. deg 17 (
R.120
but mixed
heat of In &atom.
Lionluction calorimet
cal/g) (3).
11 90 da,s ila)s 7 s
Nominal cement factor 1.75 bags cu. d.
30
('I1
53
I-
to
11
I
II
I j
Nianintil cement factor ?.21 bags cu. N(.1
4,
10
111
S.)
)
/ 1
I
49 411)
78
II
10
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II
17
)1
)
Nominal cement factor 1.00 bags/cu. l II
12. . None 89 85 21 11 31
13. l'uni F. ???1 81 76 )1 3o 11
1 i Slal. I. 1i, 6i 58 i 1 11
1:4 . Nat 1 o, 71 8 ) f' 48 111
III I. Sli Al, 'ii -S
I' 73 13 to i'?
17 . Lon. D. 8 90 87 ql 36 38
18 I' 1 I in 81 oi 56 28
Nominal I ,ement factor 1.00 bags co N ll
11)
19
211
21
4i
None 9?? 90
87
76
89
89
91
87
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4)1
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8(1
64)
56
11
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49
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16
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58
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7)7
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1)1
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I
79
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66
70
(19
84/
79
6
56
67
'
1;7
67
1;
71
7i
76
61
(1) Test Method Cl3D-C 20. Each value represents the average DFE, durability factor at
too cycles of three 3- by 4-4/2- by i 6-in, beams of concrete from which the aggregate larger
than in. was removed by wet-sieving. DFE represents approximate residual Young's modulus
elasticity after 3oo cycles of test. All specimens moist cured till time of test.
(2) Adiabatic temperature rise measured on 2-ft cubes of concrete. Each value represents
one test.
(3) Each alue represents a single test made to observe heat of hydration in the conduction
calorimeter on pastes with the same cement-replacement-water ratios as used in the concrete.
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WORKABILITY.
? 14 ?
DISCUSSION OF REscurs.
The workability of mass concrete is a properly that is not subject
to numerical evaluation through laboratory tests. However, when
the mixtures using 6-in, aggregate concrete were proportioned an
attempt was made to obtain mixtures that, would be equally placeable
regardless of cement content or replacement material. During the
fabrication of the large blocks special attention was paid to the relative
workability of the mixtures. There was very little difference behwen
the workability of any of the mixtures with comparable amounts of
cement or blend, however, even the mixtures with only 1.; 7, bags of
cement per cu. yd were easily placeable. The mixtures containing
natural cement, calcined shale, and uncalcined diatomite may ha x e
been a little more workable than those with comparable amounts of
cement or cement with other replacement materials. None of the
materials appeared to detract from workability.
NUMERICAL BATING.
There are properties of mass concrete other than workabilit that
influence its suitability for use in nonexposed interior locations that
can be measured and evaluated numerically. Factors that one may
consider important that are affected by the amount and constitution
of the cementing medium are bleeding, permeability, strength, and
evolution of heat. Ability to resist freezing and thawing is of
lesser importance since interior mass concrete is not exposed to
weathering.
In order to obtain a basis on which the performance of the replacement
materials in concrete could be compared, a system of numerical rating
was devised as follows :
Bleeding of freshly mixed concrete ( )... .
Te-t. %atm)
o lo 7.()
7 lel II II
.. 9 LO II/ I/ 11
i10 01' 11101'o.
, 1).0 ,.
00.
to to
I I to ?,/0
Permeability at 90 da s, 1%, (cf ft= ft ft head z(),= ) )1 to .10
J ii 10 10
f it or more
90 ?
loo or MI Ire
195 or less
I ?
Compresst% e strength, psi 3 days. ..
4
? 15 ?
gothis ....
lleclucticm ill heat of hplration teal g 1( compared to
too "? port land cement ).... . . ?
R.120
Test value. Score.
)(boo or more
1091 or less ti
991 ? )
lo or more
to .3() it it)
11/ 10 111.41 1 */
1.11 III 11.9 lo
1.9 or les-
(?3 Test value of this magmtude regarded as pr)lbable cause for rejectIon of the
ielding it ss ithout regard to other Naltle,..
BLEEDING.
The materials that appeared to increase the amount of bleeding in
the 3 4-in, aggregate concrete were the slags, fly ashes, obsidian, and
natural cement II. This phenomenon is probably largely the result
of fineness and particle shape. Most were apparently of lower surface
area, as measured by air permeability, than the portland cement. The
methods for measurement of surface area of powders of different types
are not entirely satisfactory. Some methods may provide reliable
comparative data for successive samples of the same material, none
provide reliable comparability between samples of different materials.
Although there are cases where the measured bleeding of the mixtures
containing 3- or 6-in, aggregate concrete with replacement exceeded
that of the control mixtures without replacement, no difficulty would
have been experienced in placing those mixes in actual construction.
Except for the two large blocks containing fly ash, Table 4, the bleeding
that was observed to occur when any of the blocks were made would
not have been troublesome under conditions of actual construction.
PERMEABILITY.
In considering permeability, differences in test values (K,) of 1 o or
less are probably of little actual moment in signifying the watertightness
of the concrete. Permeability varies from specimen to specimen
and diminishes radically with saturation and age. Examination of
the go-day results obtained with the 3 aggregate concrete shows
only two values, which according to the rating system, would be
unacceptable.
Considering the concrete with 3- or 6-in, aggregate three mixtures
with 1.75 bags per cu. yd cement content and one mixture with 45 %
Ily ash II used in the fourth block, Table 4, had test values which would
he considered unacceptable (exceeding go). The permeability of even
the specimens considered unacceptable at 90 days decreased radically
at one year, probably largely due to continued hydration and swelling
of the cement gel on saturation, and remained at the lowered level.
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--- 16 ?
STRENGTIL
Strength is an important factor at early ages largely insofar as it
affects removal of forms and placing schedule. Of course, a minimum
strength is required for structural stability at later age.
Considering the 3 aggregate concrete, unacceptably low strengths
were experienced at 3 clays with two of the slag and three of the fly
ash mixtures. No unacceptable 3-day strengths were encountered
when the larger aggregate mixtures were made. No unacceptable so-day
compressive strengths were found in any case.
When the holding strength of the form anchors is considered as a
measure of early strength, the minimum strength was found to
be 12 000 lb pull to fail the anchors embedded in 2.25-bag concrete
with 'in ?0 replacement of fly ash. The next lowest strength
was i r) non lb for 1.75-bag concrete with 35 % natural and 2.25-bag
concrete with 3o ?,43 calcined shale M. It is believed from these tests
and others made at the Waterways Experiment Station PIJ that the
holding strength of all the concretes was ample, especially since in
field practice the anchors would be embedded more deeply than 2 in.
(probably a minimum of 6 in.) which would greatly increase their
capacity.
HEAT OF HYDRATION.
The use of replacement materials can result in a considerable reduction
in the heat of hydration. Tables 2 and 3 give results of measurements
by means of the conduction calorimeter on pastes of cement and repla-
cement material at 3 days. A reduction of r G to 18 cal g in acceptable
concrete was experienced when 3o to Go % ground slag was used. The
materials appear to range in the following order in ability to reduce
early heat; slag and obsidian, pumicite and calcined shale, fly ash,
tuff and calcined diatomite, natural cement, and last, uncalcined diato-
mite. There may be circumstances where the use of uncalcined diato-
mite would slightly increase the early heat. At 28 days the picture
is a little different judging from the measured adiabatic temperature
rise of 2-ft. cubes of concrete, Table 7. AL this age slag and natural
cement were about equal in ability to reduce temperature rise followed
by fly ash, ptunicite, calcined shale, and uncalcined diatomite in that
order. Again, there might be cases where a slight actual increase in
temperature rise resulted from the use of uncalcined diatomite.
DuRABILITY.
The ability of the concrete in the interior of a clam to resist weathering
is of course of small consequence since the interior is not subjected to
weathering, however, the ability of such concrete to resist severe labo-
ratory freezing and thawing or severe natural exposure is indicative
of the general quality of the concrete. The data on laboratory freezing
and thawing of small beams, made of concrete mixtures similar to
-- 17 --
R.120
those used in the .t5 large blocks from which the aggregate larger
than i in. was wet-sieved, Table 7, shows the excellent durability of
even the leanest concrete in that series. We should remember that
all the concrete contained entrained air. Without entrained air,
concrete with even S or 6 bags of cement per cu. 3d would not be expected
to show DFE values exceeding 10.
The excellent field durability of concrete containing two of the repla-
cement materials is seen by examination of Table 3. Twenty-one !S-
hy by IG-in. prisms of concrete without replacement and with natural
cement and with one of the poorer fly ashes are in sound condition
except for scaling of the fly ash specimens after about 166 c3cles of
natural freezing and thawing in sea water during the 3 ears 195 i-1,07.
Results, of course, on cores drilled from the 25 large blocks of the fourth
series and on the 2-ft. cubes representing a number of these blocks are
not yet available, having only recently been exposed. As a general
commentary on the durability of lean mass concrete, it might be appro-
priate to mention that there are at the Treat Islagd Exposure Station
six 2-ft. cubes of 6-in, gravel aggregate concrete ranging in cement
content from ).0 to bags per cu. yd, made at the time the aggregate
investigation for Pine Flat Dam (ii)i7) was undertaken, which are still
in excellent condition after ii years exposure to about i ino c3 cies of
freezing and thawing.
As a result of the cement-replacement investigation, serious consi-
deration will be given to the use of replacement materials in all future
dams built b3 the Corps. Each contemplated use will be given careful
study to determine the economic factors involved. Where, from an
economic standpoint it would appear feasible to allow the use of repla-
cement materials, a comprehensive laboratory study will be made to
evaluate the relative efficacy of available materials, probably first in
concrete mixtures with small aggregate, and later in laboratory batches
of concrete with mixtures closely simulating those contemplated for the
prototype. The properties of the mixtures will be studied and the
selection of a specific replacement and its amount will be determined
from them.
INFORMATION ON SOURCES OF REPLACEMENT.
In anticipation of the time when replacement materials will auto-
matically be given consideration for use, the Waterways Experiment
Station has solicited information from every known source of material
in the United States. The information deals with the availability of
the material plus all physical and chemical data possible to procure.
This information will be given wide distribution within the Corps.
IL will be supplemented regularly.
SPECIFICATIONS.
Natural cement will be procured under Federal Specification
SS-C-185 (CRD-C NO), Cement, Natural (For Use as a Blend with
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R.120 ? 18 ?
Portland Cement). Slag cement will be procured under Federal
Specification SS-C-218 (CRD-C 248), Cement, Slag.
The use of portland blast-furnace slag cement, which is made by
grinding portland-cement clinker and 25 to 65 ?,,c, water-quenched iron
blast-furnace slag, and which is covered by Federal Specifica-
tion SS-C-00 197 (COM-NBS) (CRD-C 251), Interim Federal Specifi-
cation, Cements, Portland, Blast-furnace Slag, was the subject of a
separate extensive investigation at the Waterways Experiment
Station [5]. The findings of that investigation are not relevant here
since, although portland blast-furnace slag cement is in effect a blend
wherein 25 to 65 % of the portland component is replaced with slag,
the findings showed it to be suitable as a substitute for portland cement
in general construction, rather than as a partial replacement.
The materials other than natural cement and water-quenched
portland blast-furnace slag investigated, are pozzolanic. To cover
procurement and testing of these materials, Specification CRD-C 262,
Corps of Engineers. Specifications for Pozzolan as an Admixture for
Use in Portland-cement Concrete, and CRD-C 263, Corps of Engineers
Methods for Sampling and Testing Fly Ash as an Admixture for Use in
Portland-cement Concrete, have been issued.
The test methods need not be discussed. The specification requi-
rements, with notes to indicate provisions of some of the tests, are given
in the Appendix.
CONCLUSIONS.
As a result of this investigation, it was found that the properties of
interior mass concrete suitable for use in a dam, need not be affected
adversely by the judicious replacement of a portion of the portland
cement by a suitable finely ground mineral material.
Workability, as judged visually from placement of the mixtures
containing replacement materials, was generally improved by use of
the replacements.
Bleeding and permeability can frequently be reduced. Permeability
is reduced drastically with age.
Strength will usually be adequate and heat of hydration will nearly
always be reduced. Some materials are more effective in? reducing
temperature rise than others. The most effective materials in reducing
early heal appeared to be slag and obsidian, and in reducing heat rise
at 28 days, slag and natural cement.
REFERENCES.
1. J. R. GILBERT and B. W. STEELE, Selection of Cement Content for
Large Dams (Paper R. 8, Fi f Congress of Large Dams, Paris, 1955).
2. J. R. GILBERT and B. W. STEELE, Comments on Icold (Paper R. 8,
Prepared for the Discussion During the Paris, France, Meeting
in 1955).
? 19 ?
R.120
3. l . C. Pom ens, Studies of Workability of Concrete (Journal, American
Concrete Institute, Proceedings, vol. 28, 1932).
4. T. B. KENNEnv and W. O. CR 1N\ LEV, Tests of Anchors for Mass
Concrete Forms (Journal, American Concrete Institute, Proceedings,
vol. 32, 195)).
5. 13. lvrin;:it, Laboratory Tests of Portland Blast-furnace Slag Cement
(Journal, American Concrete Institute, Proceedings, vol. 54, 19;7).
SUMMARY.
In the interest of reducing the cement content of concrete used in
the interior of its damns to a practicable minimum, the Office, Chief
of Engineers sponsored a comprehensive investigation of the properties
of concrete wherein some of the cement was replaced by as much
as 7o % of another finely (Bided mineral material. Sixteen materials
belonging to the following six classes were investigated :
Csranulated water-quenched iron blast-furnace slag.
Nat ural cement.
1213 ash.
Natural volcanic glasses.
Calcined opaline shales.
Uncalcined diatomite.
The chemical and physical properties of the materials were studied
and the materials were used in air-entrained concrete with 3 4-in.,
.-in? and 6-in. aggregate. Thirty-two large blocks were made with 3-
and 6-in, coarse aggregate, from which cores were later drilled for
strength and permeability. Numerous laboratory tests were per-
formed. Total amount of cement or blend of cement plus other material
ranged from 1.75 bags per cu. 3d (165 lb) to 4.o bags (376 lb).
A numerical s3 stem was devised for judging the performance of the
materials based on bleeding (separation of water from the concrete on
standing), permeability, strength and reduction of heat of hydration.
The investigation showed that any of the materials investigated
could be used successfully to replace a portion of the portland cement
to produce concrete acceptable for dam construction.
Specifications for the procurement and testing of the materials are
available.
RESUME.
Alin de reduire la leneur en chnent du beton utilise a l'interieur de
ses barrages au minimum praticable, le Bureau de l'Ingenieur en Chef
du Genie de l'Armee des Etats-Unis prit en charge une investigation
detaillee des proprietes d'un beton dans lequel une pantie du ciment
avait et?emplacee par un autre materiau mineral finement pulverise,
1
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R.120 ? 90 --
dans une proportion allant jusqu'h 7o ??. Seize maleriaux, appartenant
aux six categories suivantes, furent examinees :
Cimea de fer granule de haul fourneau, refroidi A l'eau.
Chnea
Cendres volantes.
Verres volcaniques naturels.
Schisles opalins calcines.
Diatomite non calcine.
Les proprieles chimiques el physiques des materiaux furent cludiees
el les maleriaux furent utilises dans un beton aere avec des agregats
de 3.1, 3 el G polices. Trente-deux grands blocs furent fabriques ax ee
des gros agregas de 3 ei G ponces, desquels on a extrail par In suite
des carates pour examiner la resistance el la permeabilite. On faisail
de nombreux essais de laboraloire. La quantite totale de ciment ou
m?nge de cimea, oulre les autres maleriaux, variail de 1,7; sae
(165 lb) A I,o sacs (i76 II)).
Un sysleme numerique fa etabli pour evaluer le comporlement des
inaleriaux relativement an bleeding n, c'est-A-dire separation de l'eau
du beton avec le temps, A la permeabilite, A la resistance el A la reduction
de in chaleur d'hydralation.
L'invesligation a montre que tons les materiaux examines !univalent
etre employes avec succes pour remplacer une partie du ciment de
Portland afin de produire on beton acceptable pour in construction
de barrages.
Les specifications relatives h l'obtention el h l'epreuve des materiaux
sont disponibles.
? 21 ?
AppENDix A
CHI)-C 262-57 (.unps 01: ENGINEERS SPECIFICATIONS
Foil POZZOLAN S AN ki)mix-reitr. FOlt USE IN
PORTLAND-CEMENT CONCRETE.
ScopE.
R.1.20
These specifications cover puzzolan for use as an admixture to par-
tially replace porlland cement in concrete.
DEFINITION.
Pozzolan is a siliceous or siliceous and aluminous material which
in itself possesses little or no cementitious alue but will, in finely
divided form and in the presence of moisture, chemically react with
calcium hydroxide at ordinar3 temperatures to form compounds pos-
sessing cemenlitious properties. Two classes of pozzolan are covered
by these specifications.
Raw or calcined natural po::olans (Class N)
The natural pozzolans include such materials as some diatomaceous
earths, opaline cherts and shales, tuffs and volcanic ashes or pumicites
any of which may or may not be processed by calcination; and various
materials requiring calcination to induce satisfactory properties, such
as some clays and shales.
Fly. ash (Class .1.).
Fly ash is the finely divided residue that results from the combustion
of ground or powdered coal and is transported from the combustion
chamber by exhaust gases.
CIIENIICAL REQUIREMENTS.
Pozzolan shall conform to the following chemical requirements :
Silicon dioxide ( si1-12), plus aluminium oxide
Class.
F.
plus iron oxide (Fe2i),), nun
70.0
70.0
Magnesium oxide (Mgt)), max
5.0
5.0
Sulfur trioxide S011. max. (
Loss on ignition, max. ( "01
to
Go
Moisture content, max ("? ).. .
3.0
3
Available alkalies. mav )..
i 5
1.5
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
50-Yr 2014/04/14 ? CIA-RDP81-01043R00370019nnn1 R
R !24
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22
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a tr. Lnf; 91411-tar liar" t
?IttT
:u!,-?ta% Xttall.ton. -flax ,ccc.
?Vrtitr tanx ct ...ntrot IiJ
o.fe.
.Vve. ? 1:mtt apply unless the teciamcat provtsions ot the c.)::trazt
-lendeattons estanlish a t-ifferent 'dant which may be the case for the %meanie
.:111-S15,25 umiates.
? 93 ?
R.120
on the ten preceding samples that comply with these specifications,
or on all (Note) preceding samples if fewer than ten :
Fineness, -pecilit surfa I au t t.:-t, max ( ? 15
Specific gra? m, max
3
Note. ? When fewer than ten samples have been tested, the uniformity requi-
rements shall be invoked otil after five samples have been tested. The requi-
rements will apply to the sixth sample tested and to all subsequent samples; the
results of these tests on the sixth through the eleventh samples will be compared
with the average of the results of these tests on all preceding samples; the results
of these tests on the eleventh and all subsequent samples will be compared with
the results of these tests on the ten preceding samples
PACKAGING AND MARKING.
When the pozzolan is delivered in packages, the words " Pozzolan
for Use as an Admixture in Portland-Cement Concrete ", or the words,
" Fly Ash for Use as an Admixture in Portland-Cement Concrete ",
the name of the producer, and the weight of the pozzolan contained in
the package shall be plainly marked on each package. Similar infor-
mation shall be provided in the shipping documents accompanying the
shipment of packaged or bulk pozzolan
STORAGE AND INSPECTION.
The pozzolan shall be stored in weathertight bins or silos at the
source in such a manner as to permit easy access for proper inspection
and identification of each shipment. Every facility shall be provided
for representatives of the Government to perform careful sampling
and inspection, both at the source and at the site of the work.
Wttri ement tkjies, retinal...al at molt-
-ran.ston at. L:avs. ann. , t REJECTION.
The pozzolan ma) be rejected if it fails to meet any of the requi-
rements of these specifications. Packages varying more than 5 %
from the stated weight may be rejected. If the average weight of the
packages in any shipment, as shown by weighing 5o packages taken
at random, is more than 5 ?L, less than that specified; or if the total
weight of a bulk shipment is less than the stated weight by more
than 5 %, the entire shipment may be rejected.
Tr:er cent pozzolan. 2 per cent cement DV TOilt.1 volume an -tn.
--ar roes -tar at. JO F.
rL.rtst.-,ozz-,aian :o one part lime by wentitt :-al. 7-aurtar capes
' eamen strati rentaho urtn aUtl 11.1r11 Jae SilOW 1;0 t..1,21n Of. (111011_1011.-
tt"(4"" t.a..suitegration wuen 1-ttojecte1i to :he autocta?e
wilt apply ,iutv ?hen .st.ateu an tile teuunicat
-7-lectrication.s.JVI-
It +Atli on*: apply ',Nara tile oozzotan
%D11 i-otenuaily tietetertou.st:s rea,tave
?
71=
otlo.w tag Fr:tilitretatillt?
ecsniti
.atioctt.itaat 'sa.1upte
er4;e o F-taltitdr
METHODS OF SAMPLING AND TESTING.
Pozzolan shall be sampled and conformity with the requirements of
these specifications will be determined in accordance with the proce-
dures of CRD-C 263.
Extrait du Sixierne Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
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-
PARIS. ? INIPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprime en France.
?
Declassified in Part - Sanitized Co.y Apo-. d for R
ase
?
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de lo Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 121
QUESTION N? 20
E. R. DEXTER
AND F. A. HOUCK
(U. S. A.)
tPREUVE
Reproduction interdite
DESIGN AND CONSTRUCTION CONSIDERATIONS
IN HEIGHTENING CONCRETE DAMS (*).
E. R. DEXTER (1),
Vice President
and F. A. HOUCK (i),
Senior Engineer, Engineering Consultants, Inc. Denver, Colorado, U. S. A.
SYNOPSIS.
Many of the technical problems encountered when proposals are
made to increase the height of existing concrete dams are discussed
in this paper. The discussion covers the general types of concrete
dams. Design and construction considerations are necessarily closely
interrelated and a scheme or design devised for increasing the height
of a particular type would probably not be suitable for another darn of
the same type. Included is a discussion of considerations that. should
be made in the preliminary planning if there is a possibility of a future
height increase.
(*) Quelques considerations relatives au pro jet et a la construction de la surelevation
des barrages en beton.
(1) Formerly, Head, Concrete Dams Section, and Supervisory Civil Engineer,
Concrete Dams Section Commissioner's Office, Bureau of Reclamation United
Slates Department of the Interior, Denver, Colorado, U. S. A.
5 - r 2014/04/14: .,?,,,?
.01
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R.121 -- 2 ?
The designer's attention is drawn to the many details that must
be studied and thoroughly analyzed during the course of preparing
plans for increasing the height of a concrete dam. The subject is
treated in general terms and no specific rules or instructions are given.
An attempt is made to bring out the intricacies of problems of design
and construction that are certain to be encountered whenever it is
planned to increase the height of a clam. The primary objective should
be to obtain a design such that the heightened dam will function
structurally, as nearly as possible, as though it had been constructed
initially to its new height. To accomplish this objective the designer
must achieve the best possible blending of the elastic properties of the
old and the new concrete. He must also provide designs for recon-
structing, altering or rehabilitating appurtenant features such as spillways
and reservoir outlets.
In lieu of attempting to present specific descriptions of the many
problems connected with heightening a dam, there is included a bibliog-
raphy concerning the heightening of concrete dams. This bibliog-
raphy lists technical articles and papers describing the raising of
particular dams and also articles discussing the associated general
problems and practices.
INTRODUCTION.
The question of heightening existing concrete dams is one that some-
times involves as many, if not more, considerations as does the plan-
ning, design, and construction of the original structure and its appur-
tenant works.. It is a matter involving many exigencies as befits
the particular dam to be raised, and it is almost never without such
complexities and confining conditions as minimum interference with
existing operating requirements, cost limitations, limited access for
construction, etc.
It is the principal purpose of this paper to present many of the design
and construction complexities and problems connected with proposals
for heightening a concrete dam that should be considered when preparing
the original project plans if there are possibilities, however remote at
the beginning, for future enlargement of the structure or extension of
the overall project. The reasons and necessity for raising a dam gene-
rally result from plans for project extensions and usually are related
to such matters as (a) reallocation of reservoir space for multiple-
purpose projects; (b) revision of hydrological studies based on availa-
bility of additional water records, changes in demands, new estimates
or records of evaporation losses and/or sedimentation; (c) changes in
methods and/or plans of reservoir or system operation; and (d) new
considerations affecting the many aspects of economic planning.
Assuming that one or more of the above broad classifications of
changed conditions exist for a particular dam or project, it is necessary
to consider and explore the financial aspects involved, the engineering
Declassified in Part - Sanitized Corv A
PP
df
ease
?
_ 3 _
R,121
feasibility, the construction procedures, the estimated cost of each
possible method of raising the dam and modifying the appurtenant
works to accomplish the requirements in the most reliable and economic
manner.
GENERAL CONSIDERATIONS.
It is a rare occasion that permits the client, the engineering organi-
zation, and the owner, the obvious advantages of prior planning for a
dam that is to be heightened. However, if a strong possibility exists
that a change in function or an increase in capacity of a reservoir is to
be seriously considered during its life, it might be more economical
when eventual costs are considered to make some of the more important
provisions for height increase of the dam at the time of initial planning,
design and construction. Such an advantage permits greater assurance
that the eventual darn can be dCsigned and built for better structural
action than could otherwise be achieved. It may be quite likely,
however, that the interest on the required investment for provisions
for a later height increase for a dam may be uneconomical. These
provisions are not discussed separately, but their importance and their
relationship to the component parts of the overall design are to be
found throughout the subsequent discussion of design and construction
considerations for heightening concrete darns.
Some of the matters relating to design and construction conside-
rations are :
a. Criteria for safety;
b. Geology;
c. Prior and future structural behavior;
d. Structural behavior during enlargement;
e. Type of dam to be heightened;
/. Means of heightening;
g. Temperature and cooling considerations;
h. Contraction joint closure;
i. Effects of chemical and physical properties of old and new concretes
and abutment rocks;
j. Installation or extension of seals, drainage systems, electrical and
hydraulic control facilities, and inspection facilities;
k. Adaptability of various appurtenant hydraulic and hydroelectric
systems and facilities to effects of heightening.
DESIGN AND CONSTRUCTION CONSIDERATIONS.
Most of the design and construction considerations involved in
heightening a concrete dam relate to safety criteria, type of dam,
topography, hydrology, geology, materials, accessibility, structure
planning, arrangement, of appurtenant works, relocation of existing
R.121.
5 - r 014/04/14 :
-
4122
R .121
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? 4 ?
properly, diversion, construction methods, operation during construc-
tion, adaptability or rehabilitation of existing structures and controls
to desired changes, recreational facilities, and many other factors.
Of the above considerations, the predominant one should, of course,
be safely, which must be satisfied by design, construction, and operating
criteria that cannot be compromised by any of the economic aspects
involved with the other considerations. Guiding criteria for the safety
of a large dam before or after raising include :
a. Suitable foundation conformation and strength to carry the loads
imposed on it:
b. Structure stresses and stability within allowable limits;
c. Adequate and dependable control of operating loads.
The importance of careful geologic examination and reappraisal of
the adequacy of the dam foundation and the reservoir area to be
affected by changed loading conditions is not diminished over that
which was done for the original dam. Instead, any supplementary
knowledge of the foundation gained during the original construction,
or operation during the initial stage of the project, plus any knowledge
gained by subsequent explorations, will be invaluable for the design
and construction of a heightened structure and reservoir enlargement.
Additional head on a foundation or abutment very often brings with
it unexpected problems of grouting, drainage, or construction difficulties.
Problems of reservoir containment are often compounded as are the
problems of protection of railroad and highway embankments adjacent
to the reservoir, especially if the water surface can be drawn down
rapidly. A detailed knowledge of the joint systems in a rock abutment
is necessary whenever rock must be excavated while under the influence
of load from an adjacent structure and considerable reservoir head.
Where the type and physical properties of the abutment rock change
between the original portion of a dam and the section to be heightened,
many problems of design are involved. In such cases a firm knowledge
of the relative bearing and shearing strengths, the elastic moduli,
Poisson's ratio, plasticity indexes, conformation of the bedding and
jointing systems, and relative porosities is necessary. Without this
knowledge, the designer cannot adequately provide for proper safety
criteria and proper structural interaction between old and new parts
of the structure; likewise, the designer may not be able to adequately
Provide for foundation and structural movements as related to contrac-
tion joints, pipe systems, reinforcement, and operational control facilities.
Many of the criteria associated with design for the temperature,
grouting, and construction considerations in heightening a concrete
dam are dependent upon the type of dam to be heightened, the means
of heightening, and the kind of structural action to be planned for.
These criteria are considerably different for an arch or a curved dam
than they would be for a straight mass or hollow gravity-type dam.
Sometimes an arch or curs ed dam can be heightened to produce
? 5 ? R.121
desired arch actions within both its original and heightened portions.
Sometimes very little arch action can be attained in the heightened
portion. The design of a heightened arch dam involves the studies
of complex temperature conditions among the more important loading
conditions to be analyzed. In order that comprehensive and adequate
analyses may be made of the structural actions that will ,occur in a
curved structure, the analyses should be performed by trial load methods
for the various conditions of loading that come into consideration.
In the case of heightening a gravity-type dam, the increase could be
accomplished by extending upward the water-bearing surface and
supporting it with downstream buttresses; or the original gravity
shape could be extended downstream to meet the necessary safely
criteria.
Addition of concrete to the upstream, rather than to the downstream
side of a gravity dam makes it difficult to attain satisfactory and depend-
able structural action between the old and new portions because of
the high shears that are set up by gravity and twist actions along the
joining plane. Thus monolithic structural action is very difficult of
accomplishment without the provision for a combination of consid-
erable doweling and the use of special shear keys which are usually
not formed into the initial stage concrete.
Buttress-type dams can be designed and constructed initially in
many cases so that their height can be increased later without excessive
costs. However, the initial designs prepared with this in mind must.
provide for structural elements that are understressed and perhaps
conservative with respect to sliding restraint. This requires that the
water-bearing deck, whether of flat slab, arched or mass concrete con-
struction, and the supporting buttresses must be designed and con-
structed initially so that they willi ntegrale into the ultimate require-
ments.
Restraint offered by the foundation rock or old concrete prepared
to receive the heightened portion of a raised dam, causes temperature
strains at the base of the new structure which are extended upward
into the mass as the initial heat therein is subsequently dissipated.
Concurrent with the drop in temperature of any part of the new mass
near its base, whether rock or old concrete, tensile strains will tend to
develop in the new concrete and cause accompanying shears in the
rock or old concrete. The converse of this is likewise true for a rise in
temperature. If the temperature differentials are sufficiently low,
the effect of restraint is not objectionable. However, the effects of
constraint of the new concrete mass itself may cause surface or boundary
cracking; therefore, close temperature control over the concrete during
its early age is very important. In order to minimize or alleviate the
restraint offered by old concrete or foundation surfaces, the first lift
of concrete placed against such surfaces must be bonded thereto in the
best manner possible because of the temperature differentials between
them. If the raised portion of the dam is relatively low, the new concrete
may be mechanically anchored to the old concrete by steel dowels and
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- 6 -
roughening of existing surfaces. However, if the structure is an arch
and is to be heightened a signiflcant amount, it may be desirable to
avoid restraint as much as possible between the old and new structures.
In that case, a horizontal joint designed to permit movement between
the structures should be considered.
The problems of restraint and impracticability of temperature control
and loading control that are usually associated with an arch dam to
be heightened, give rise to problems of contraction joint closure of the
heightened arch. The stresses to be expected in the new arch at the
time of closure and for later operating conditions should be carefully
determined by'acceplable methods, as well as the structural action and
stresses induced into the original structure by the above conditions.
It may be impracticable to attain sufficient opening of the joints to
make a closure by grouting. In such cases, closure slots in combi-
nation with proper seasonal temperature conditions may be practi-
cable. In other cases, mechanical means of applying thrust along the
arch may be necessary to effect. closure.
A knowledge is essential of the chemical properties of the reservoir
water, of the foundation material, and of the aggregate materials and
cement to be used in the manufacture of concrete. Low alkali-reactive
aggregates should be used where possible, otherwise special type cements
should be used in the concrete mix to avoid autogenous growth effects
later on or chemical deterioration. If the p1-I relationship of the
impounded water is high, special measures may have to be Laken to
protect the concrete. Likewise, cathodic or special coating protection
may have to be provided to protect metals that may be subject to
corrosion due to the water.
If possible, the same aggregate and cement sources should be used
for the manufacture of concrete of the raised portion of a dam, and if
the performance record of the concrete in the older portion has been
satisfactory, the same mix design should again be used. This will
eliminate the differences in strength, elasticity, etc., between the two
concretes which otherwise would have to be accounted for in the design.
Drainage systems, both in the dam, spillway, and other detached
structures, should be carefully examined to make sure that they are
open and capable of relieving any additional hydrostatic pressure
buildups after the dam is raised. The extension of drainage systems
poses several design and construction problems if connections are to
be made to existing face drains, joint drains, foundation drains, etc.
The same is true concerning the extension of seals and embedded elec-
trical, mechanical, hydraulic, and inspection facilities.
Compared with planning for the original structures, not as much
latitude remains for the designer on matters of structure planning,
arrangement of appurtenant works, accessibility and many other
design and construction considerations related to heightening a dam.
Under these conditions, ingenuity is often required to attain stability
of the structure and its parts, and to be assured of satisfactory operating
conditions of the control works. For instance, the increase in head
- 7 -
R.121
could produce velocities in some parts of outlet systems that could
cause trouble by cavitation, vibrations, or unsatisfactory flow condi-
tions. The shape of a crest or intake designed for the original head
may be entirely unsuited for an increased head. Control structures
must also be carefully checked, sometimes by hydraulic model studies,
to make sure that the changes in flow conditions do not cause certain
discharges to jump out of stilling devices or over training walls, etc.
With equipment such as large gales and their hoists, it may or may
not be possible to redesign them to accommodate a different system
of loads and forces from which they were originally designed. Turbines
and generators are equipment whose limited range of operating character-
istics should be carefully investigated and the design of critical parts
of their components, such as bearings, should be carefully checked
to insure that they will function under the new conditions.
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?
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SUMMARY.
This paper discusses the technical problems of design and construction
associated with the heightening of existing concrete dams. Also dis-
cussed are the factors that should be considered in preliminary plan-
ning of a new (lain if there is a possibility of a future height increase.
The paper emphasizes that the primary objective of the designer is to
obtain a design such that the heightened dam will function structurally
as though it had been originally constructed to its new height. A bibliog-
raphy of a number of articles and papers describing the heightening
of several dams in various parts of the world is included in the paper.
Ce rapport. a pour but d'expliquer des problemes techniques se rap-
portant au calcul et ii la construction de la surelevation des barrages
en beton. Le (lit rapport contient en meme temps la discussion de retude
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? 50
-Yr 4/0 . -RDPRi-ni flAPfln
4
R.12/
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- 10 ?
preliminaire des nouveaux barrages qui seront rehausses plus lard.
Cc rapport indique que robjeclif le plus important pour ringenieur
est de coast mire cc barrage de facon f cc que lc dit ouvrage fonctionne
avec satisfaction apres avoir ele rehausse, eomme s'il avail ete cons-
truit cette hauteur rorigine. En mettle temps, cc rapport contient
tine bibliographic (radicles et de rapports ecrils A cc sujel dans ditTe-
rents pays.
Extrait du Sixiemc Coagris des Grands Barrages.
New York, 1958.
PARIS. ? INIPRIN1ERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprime en France.
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de fo Conference Moncliale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 122
QUESTION N? 21
A. W. SIMONDS AND
J. T. RICHARDSON
(U. S. A.)
PREUVE
Reproduction interdite
OBSERVED STRUCTURAL PERFORMANCE
OF LARGE CONCRETE DAMS
OF THE BUREAU OF RECLAMATION M.
A. W. SINIONDS,
Head, Foundations and Structural Behavior Section.
and JOE T. RICHARDSON,
Engineer, Foundations and Structural Behavior Section,
Darns Branch, Bureau of Reclamation
United States Department of the Interior Denver, Colorado, U. S. A.
INTRODUCTION.
Bureau of Reclamation practice in designing masonry dams is based
on the elastic action of the structures. Two major factors computed
in design which can be found by observations on completed structures
are deflections and strains. Observations are made for other factors
affecting the structural behavior of a dam such as temperature distri-
bution, magnitude and distribution of uplift pressure on the base of
the dam, foundation deformation, and the effects of joint, and abutment
(*) Observation in situ dtt comportement des grands barrages en beton construits
par le Bureau of Reclamation
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R.122 ? 2 ?
grouting. However, measured deflections for comparison with the
computed deflections made in the design studies and strain measu-
rements from which stresses can be computed, are perhaps the most
vations made with elastic wire strain meters arranged in groups and
embedd ed in the concrete of the structures.
For arch dams, deflection measurements are made using plumb
Fig. I a.
Hoover Dam.
Barrage dc Hoover.
F.-1 b.
Hungry Horse Dam.
Barrage de Hungry Horse.
necessary factors for obtaining a realistic picture of the stress conditions
of the structure when placed in service.
In both arch and gravity dams, strains are obtained from obser-
lines supended in wells or vertical shaf Is, triangulation measurements
from precise surveys, and offsets from established base lines. Attempts
to measure strains were made initially using carbon pile telemeters
R. 122.
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which were not successful. Later, with the development of the elastic
wire-type strain meter, better results were obtained.
In gravity dams, deflection measurements were usually made from
plumb lines suspended in wells or shafts in the structure. Because
of the length of sighting involved in many cases, survey methods may
not be satisfactory for obtaining deflections.
two arch dams and two gravity dams. investigations of arch
dams were made for Hoover, and Hungry Horse Dams. The investi-
gations of gravity dams included those for Grand Coulee and Canyon '
Ferry Dams. Where applicable, comparisons have been made with
scale size structural models and also sectional models of one arch dam
and one gravity dam and also with related analytical studies. These
dams arc shown in figure m.
Fig. m c.
Grand Coulee Darn.
Barrage de Grand Coulee.
Fig. i d.
Canyon Ferry Dam.
Barrage de Canyon Ferry.
In both the arch and gravity dams, resistance thermometers were
installed in a grid pattern in a maximum section of each darn. These
instruments served to determine the distribution of temperature in
the structure as this factor may contribute appreciably to the final
stress conditions after the structure has been placed in service.
Both arch and gravity dams contained jointmeters on the joints
bounding the blocks containing the strain meter groups. The joint-
meters provided a means of measuring the beginning and extent of
joint openings. The meters served as an indicator for determining
when joint opening was maximum and when grouting should be per-
formed on the joint. After grouting, the jointmeters further served
to indicate the effectiveness of grouting and whether any movement
in the joint continued after grouting had been performed.
At some of the damns, stress meters have been included along with
groups of strain meters to serve as a means of checking the stress as
determined in a certain direction from the strain meter groups.
This paper covers the results of stress and deflection studies for
METHOD OF .*NALYSIS.
Along with development of the strain meter itself and the programs
of instrumentation in the earlier dams, there was the development of
a suitable method for converting strain measured in the concrete, which
creeps under load, to stresses that caused the measured deformation.
The method departs somewhat from simple relationships obtained for
elastic materials.
The usual method for computing stress from strain when a material
is elastic is through application of the usual expressions for Hooke's
law. However, while this method is valid for elastic materials, a modi-
fication is required for its use with strains as measured in concrete
which creeps under sustained stress. Accordingly, a method was
developed in which stresses were determined by using strains as measured
by strain meters in the dam and using data made from laboratory tests
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R.122
? ?
which gave the instantaneous elastic modulus and the creep characte-
ristics of the concrete of the dam.
Application of the method is made through the principle of super-
position, wherein stresses determined from sustained load tests of
concrete cylinders in the laboratory were used in conjunction with
the strains, as determined by strain meters in the dam. The method
of analysis is described in sufficient detail in the paper [1] (I) of an earlier
Congress of this organization, as well as in other publications, and thus
its details need not be repeated here. The mechanics of the mathe-
matical application to the method has evolved from the classic works
of McHenry [2] on creep of concrete and of Raphael [1], [3] on the
determination of stress in service structures. The mechanics of the
mathematical treatment used in the problem to reduce the strain
measurements to stress are largely due to the efforts of Hansen [1]
and the elaborations made by Jones [5].
CREEP OF CONCRETE.
Simultaneously with the embedment of instruments in a dam, a
series of 6-inch by 12-inch-tong cylinders of identical concrete, each
containing an embedded strain meter, are cast for testing in the Concrete
Laboratory. The purpose of these tests is to determine separately
the creep function for the dam concrete [1]. The cylinders are comple-
tely encased in copper foil or neoprene rubber jackets to avoid loss of
moisture, and thus, as nearly as practicable, approximate the conditions
of curing that are similar to those of the curing of the mass concrete
of a dam.
From these laboratory tests, a logarithmic function is found that
completely defines creep in the concrete of a dam.
The records from embedded strain meters extend over a period
beginning immediately prior to their embedment in the dam and
continue through to a current date. During the period of study,
the temperature and concrete properties vary considerably. Successive
corrections are required for temperature effect in the concrete, for
dilation as measured by two or more combinations of three mutually
perpendicular strain meters, and for the Poisson's ratio effect. These
corrections are described in other papers [1], [3].
Other laboratory tests determine the coefficient of expansion of
concrete and Poisson's ratio to use in the analysis.
SPECIAL CONSIDERATION OF CREEP OF CONCRETE IN OLDER DAMS.
The initiating of studies using data from instruments in the earlier
dams that would result in the stress behavior of the structures required
the consideration of the characteristics of creep of the concrete in these
(,) Numbers refer to references at the end of this paper.
?7? R.122
dams. No studies or tests to determine the creep characteristics of
the concrete of the earlier constructed dams had been made. Such
a situation was encountered in the structural behavior studies in the
case of Hoover Dam where insufficient supplementary laboratory data
on creep were gathered. Efforts were, therefore, made to obtain a
practical method of predicting creep from the elastic modulus and
other characteristics that are obtained as a matter of routine for practi-
cally all mass concretes. Attempts to relate creep directly with compres-
sive strength or elastic modulus were unsuccessful. Further investi-
gations using the creep from the mass concretes of five dams showed
that the creep could be correlated with a " modular ratio " which is
defined as the ratio of elastic modulus at the age at which the creep
magnitude is desired to the modulus at the age of loading [4].
At that time extensive investigations of the creep characteristics
of the concrete in the Bureau of Reclamation's Shasta Dam and the
city of Seattle's Ross Dam were being made. The investigation of
the behavior of Ross Dam was a joint undertaking of the Bureau of
Reclamation and the city of Seattle. Results of this investigation
have appeared elsewhere [6], [7]. From these tests it was found that
by plotting the combined elastic plus creep strain against the age of
concrete, a logarithmic curve could be produced from which it was
possible to predict the creep at some future time. This system checked
well with the available laboratory data. Accordingly, test data from 30-
and 9o-day coefficients for Hoover Dam concrete were investigated for
a possible correlation with the average creep curve for Shasta and Ross
Dam concretes. It was found that a constant proportionality existed
to the extent of o.8 the deformability of the Shasta-Ross creep curves.
By using this relation a Hoover Dam coefficient was extrapolated for
the age period from 2 to 365 days. This complete curve coincided
closely with the similar curve for Ross concrete. This creep function
was, therefore, used in the analyses of Hoover Dam as performed by
machine computations.
A further study of the effect of creep of concrete was made to use
in the analysis of strains from Grand Coulee Dam. Cement and
aggregate as used in the dam during construction were used in fabri-
cating a series of creep cylinders and loaded in order that creep data
for the Grand Coulee concrete would be available for use in the analyses.
ComPuTATIoNs.
Computations of stress from strain, using the principle of super-
position 121 and the creep of concrete, as performed for several of the
early dams, required the use of hand computing methods. These
methods involved manpower and desk calculators and proved to be
a rather tedious and time-consuming process, with results for the dams
becoming available, in some cases, many years after completion of the
dam. With the advent of, the Hungry Horse Dam, the designers
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R.122 ? 8 --
expressed the desire to have available at progressive intervals the
distribution of stress [8] at the base of the maximum cantilever as
concrete placing operations progressed during construction, and as the
reservoir waterload increased on the dam during the period of reservoir
filling. The desire was expressed to have available the complete stress
history for the cantilevers and the complete arch at about the time the
reservoir water surface had reached normal operating level. Thus,
several successive improvements over the earlier procedures were
required in the methods of computation, all with the view of accele-
rating production of stress results.
A method was devised by which the speed of computation of stress [9]
was considerably increased, using punched cards and high speed digital
computers, which were available in the Bureau of Reclamation.
Initially this machine process merely reproduced mechanically the
routine formerly performed by hand, but at a more rapid rale. Even
this improvement over hand processing was found to require more
time than desired, and a further refinement of the method was accom-
plished.
In the refined process, a stress computation method was devised,
using an average logarithmic concept for the creep function that reduced
considerably the amount of processing and also provided a readily
usable method that was adaptable to hand computation.
When the creep Lest data became available from the laboratory,
the Grand Coulee analyses for stress was performed by machine and
extended for a period of 15 years [10]. Results of this analysis and
results of the earlier analysis [1], when compared, show some expected
differences in stress results.
The results of the studies of all the dams included in this paper [11],
[121, [13] included the effects of creep as determined from the creep
tests of concrete. The method used in computing stresses from strain
measurements is identical for all dams.
CHARACTERISTICS OF THE DAMS
AND INVESTIGATIONS CONDUCTED.
The dams discussed in this paper were all constructed using type II
cement and aggregates having maximum dimensions of 6 in. The
dams were all built in separate blocks, having radial joints in the case
of arch dams and transverse joints in the case of gravity dams. One
arch dam had several longitudinal joints and the other arch dam had
one longitudinal joint. One of the gravity dams has several longitudinal
joints and the other gravity dam had no longitudinal joints. The
dams were constructed in lifts of 5 ft. each, with a time allowance between
placing of the individual lifts that varied from 5 to 7 days.
The concrete of all of these dams was arlifically cooled by a system
of embedded piping through which river water or refrigerated water
?9? R.122
was circulated to effect removal of heat generated by the hydrating
cement. When the temperature of the concrete of all the dams had
been reduced to a certain predetermined level, the contraction joints
between the blocks were grouted to produce effectively monolithic
structures.
TABLE I.
Structural data on dams
TABLEAU I.
Caracteristiques strut-tura/es des barrages.
TABLE I-STRUCTURAL DATA ON DAMS
FEATuji
HOOVER
GRANO COULEE
HUNGRY HORSE 1 CANYON FERRY
LOCATION
- -
P vER
TYPE
- -
CONSTRUCTION
DATE
-
ilEiGHT
(STRUCTURAL FT)
HEIGHT
(HYDRAULIC FT)
AR1706A-NEvADA
CO,3RA00 I
"" "44"' I
.7.6 ---? CvoESS
wASH.NGTOS
?
COLuveJA
_ _
GRAVITY
IFOOTA0A
1
-- '
s TOP., FLATHEAD
AREH-GRAvit T. 1
SEPT 0349 APR 952 'SEPT
WAAL STAGESM1
566
I
mONTANA
MISSOURI
GRAVITY
_...___
J.IOt 931 FEB .935
COOT,UOUSLT
JAN i937 SEPT 1940
IN ANNUAL STAGES IIOFOIIR
900-JULY1 1953
FOUR A?NUAL STALES
226
_
726
550
576
355
478 150
I
BASE
THICKNESS (FT)
660
500
320-1 173
CREST LENGTH
(FT)
o244
A173
205 1000
RADIUS -AXIS
(FT)
500
.200 I
-_
CONCRETE VOLUME
_ (CUBIC YARDS)`.
FOUNDATION
-- -
RESERVOIR CAPACITY
"ACRE FEET) ___31_
TEMPERATURE
CONTROL
3,251.000
9736.000
2,935.000 349.500
ANDEC$TE
Turf BRECCIA
FINE GRA,NED
GRA10tE
ARLLLACEOuS HORNVEL OR
LW( STOSE HOROSTOSE
?
_
.142 000
9.317.000
1466.000
2051.000
WATER THRu
EMBEDDED FoPES
.6ERATEDi
viATERIHRU
EMBEDDED PIPES
WATER THRU
EMBEDDEO PIPES
WATER THRU
EMBEDDED ,'..AES
GROUTING
SPILLWAY AND
cApAcrrytcrs)
jf(rR
ALL JOINTS TO
TOP Or OAR AND
ABUTMENTS
ALL JOINTS TO
TOP OF OAR
ALL JOINTS TO
TOP OF DAM
7 JOINTS TO
EL 3630
1.0E cHA,....EL
zOO (TOO' C. A 7 1
OVER FLOW
1.000.000
MORNING GLORY
AND SHAFT
50.000
OVER FLOW
50 000
OUR COLT APP f 1,1 KS No, .NCLuDED
The characteristics of foundation material of each dam were deter-
mined from cores obtained in the river channel and abutment structures.
Tests were conducted in the laboratory on the rock cores to determine
the characteristics and structural properties of the specimens.
Tests were conducted in the laboratory on concrete cylinders that
had been fabricated from identical concrete as used in the structure.
These tests included studies for the characteristics and properties of
the concrete. With the exception of Hoover Dam concrete, creep
tests were conducted on all concretes from the dams as has been earlier
-
`-
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14 ? CIA RDP81 0104:11Rnn19nni9nnni
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
R.122 ? 10 ?
described. After construction, cores obtained from various locations
in each dam were tested in the laboratory also.
The characteristics of the dams for which these structurallbehavior
studies were made arc presented in Table 1. The several types of
investigations that were conducted on the dams are summarized in
Table 2. Table 3 indicates the extent of the instrumentation of
the dams.
TABLE :2.
Ilethods of investigating behavior of dams.
TABLEAU '2.
Ildthodes &investigation stir la rdsistance des barrages.
TABLE-II METHODS OF INVESTIGATING BEHAVIOR OF DAMS
DAtit
TEATURE
HOOVER
GRAND COULEE
HUNGRY mORSE
CANYON FERRY
ANALYTICAL
DESIGN
' A.A. I.CAD
okay. T v
? RIAL L RD
GP,. tr v
MODEL TEST
? P.ASTER (ELITE
mODEt Ka suRFACt
STRAINS AND
DE rirci,cNs
2 AVOBER?o1mARGE
MODEL FOR SLAFACE
STRAINS AND
CIF LECTICNS
3PLASTER?CEL.TE
SECTIO* OF CRC**
CANTILEVER LSD
ARC...CS
.RL ASTER ?E or(
uGGEL TOR
DEFLECTIONS
2F,AS1CR CEL .1E
SECTION Of VAs
cANT,ENER
f oR STRA,S AND
DEFLECTIONS
NOI.E
NOSE
SCALE OT vo:FL
. 240 P?C
I ISO NL
I 240
LOADING ON MCCEL
MERCURY P C
ARTE9 R L
If EfICOir
It/STRU'AVITATION
OF OR0rOTTRE
FOR STRESS
STRANVETERS
t1.4 CLUSTERS
0513 SECTIONS
51RAISME TERN
IN CLUSTERS
CRONE SECTION
STRAINV(TERS IN
CLUSTERS ON
SE vEN SECTIONS
STRANMETERS
IN CLUSTERS
CR ONE SECTION
PERIOD or
INSTRUMENT
IAEASUREMENTS
1933-955
OR TO DATE
193810 DATE
1949 To DATE
.950 TO DATE
DEFLECTION
MEASUREMENTS
PLUMB LINES
12 ELL vATOR swan)
PLUMB LINES
(4ELEVATOR SuAr TS1
FLuYB LusES
i3 24.. LSI
NONE
TARGETS ON
FACE OF OAKI
PRECISE
TRIANGULATION
tape 4 PIERS
BY TNEODOLITE
NONE
NONE
NOSE
TRAVERSE
IPRECiSE)
TOP or DAMAN?
TNPU GALLERIES
TOR OF DAM AND
THRU GALLERIES
NONE
NONE
LEVELS
'PRECISE)
OVER TOP or DAM
FROM POINTS TAR
REMOVED
OVER TOP OF CA1.4
AND TuR.J GALLETI.(S
NONE
NONE
STRUCTURAL PERFORMANCE OF ARCH DAMS.
The results of the structural behavior studies of two arch dams
are presented in the following paragraphs in which the conditions of
stress, temperature and deflection of the structures are shown on
appropriate diagrams.
? 11 ?
R.122
Instruments installed in dams for measuring structural behavior.
TABLEAU 3.
Instruments instal/e dans les barrages pour mesurer tear comportement.
TABLE TE-INSTRUMENTS INSTALLED IN DAMS
FOR MEASURING STRUCTURAL BEHAVIOR
----------....
FEATURE
HOOVER
GRAND COULEE
HUNGRY HORSE
CANYON FERRY
STRAINMETERS
403
00
508
42
STRESSMETERS
20
JOINT METERS
DI
80
IS
,
CRACK METERS
THERMOMETERS
PRESSURE
___ INDICATORS
STRAIN GAGE
STATIONS
? - -- ?
EXTENSION METERS
? II .189
53 52
I
6
_.
9 TUNNEL
UNDER DAM
-- ? - _
..6
_
CLINOMETER
STATIONS
PLUMB LINES
1
2 tvARE)
ilopricALI
al*IRE) 3twoREI
-
THEODOLITE PIERS
TRIANGLILATIOr4
TARGETS
6
6305 FACE
---
TRAVERSE POINTS
ION 69
LEVEL POINTS
105015 NET
II ON OA..
60
UPLIFT POINTS
24
ie
49 24
TILT METERS
To
SEISMOGRAPHS
3-LAKE MEA0
I DAM
I
I
ACCELEROGRAPHS
3
I
REINFORCEMENTe
METERS
22
PENSTOCK
SHELL METERS
e a
HoovErt DAM.
The investigation of stress conditions within Hoover Dam by means
of strain meters was hampered by the failure of a number of the
embedded instruments which occurred before the reservoir was tilled.
Sufficient instruments remained in operating condition, however, to
furnish enough information for making stress plots at several sections
of the dam. As a result of these instrument failures, many impro-
vements were made in both the design and fabrication of the strain
B. 199..
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R.122
SECTIONS AT
ARIZONA ABUTMENT .;
? 12 ?
El. 1100
El. 1000
NEVADA ABUTLIENT".....
SECTION AT
...-Stroorneters errot.c
El. 900
EL 800
El. 800
cr,
ra_..
j?Offir-cr,
+
.4
All st .n PSI
All Joint grouting completed
Sheer stresses not shonn.
RWS El
El 800"
r_
El 1100:,L.
El 1100
EL 1000
El 900
El. 800
.-E1 1232
..Strommeters errotoc
crz
?Strouvroters foled 1936
El 6 0-
0
1-200
-soo
-600 az
800
1000
MAXIMUM SECTION
Fig. 2.
Hoover Dam-Observed vertical stresses.
Barrage Hoover. Tensions verlicales observees.
Sections at Arizona abutment = Coupe transversale a la butee de rive d'Arizona.
Sections at Nevada abutment = Coupe transversale a in but& de rive de Nevada.
Strain meters erratic = Extensomelres erratiques.
Strain meters failed 1936 = Extensometres en (Want en 1936.
All stresses in p. s. Tonics contrainles en lb/sq. in.
All joint grouting completed = Injection dans tons les joints achevee.
Shear stresses not shown = Contraintes de cisaillement non indigtzees.
Maximum section = Section maximum August 1939 =-- "loin 1939.
? 13 ?
R.122
El 600
a,
Z f
I
cry -*--10 rrn cry
cr?
El. 900
El. 800
Fig. 3.
Hoover Dam. Observed horizontal stresses and temperature.
Barrage Hoover. Contraintes horizontales et temperatures observees.
Arizona =-- Arizona. Nevada = Nevada.
Strain meters failed 1936 = Extensometres en del ant en 1936.
Strain meters erratic = Extensometres erratiques.
All stresses in p. s. i. = Toutes contraintes en lb/sq. in.
All temperature in Fo = Toutes temperatures en degres F.
All joint grouting completed = Injection achevee dans tons les joints.
Reservoir water surface = Plan d'eau du reservoir.
August 1939 = Aodt 1939.
1.
All stresses PS I
All ternperatoe in F.
All joust grouting completed.
Resersoor ooter surface EL1181
4
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44.9,0)31;:?(i5
t :12732
PLANE OFC ENTERV E ARIZONA RWSEL1219.t
NEVADA
El 1100
INITIAL OBSERVATIONS
fp.775 NAY, 1936 ceS
0
EI 700
Oti?'
RADIAL DEFLECTION OF
CROWN CANTILEVER FROM
ANALYTICAL STUDIES
RW 5. E1.1232
RADIAL DEFLECT IONS
AUG, 193$
MAXIMUM SECTION
? Z3V.;ES3,
Al ??-tiSt?
-;-
Hoover Dam. Observed principal stresses.
Barrage flo6rer Contraintes principales ohserrees.
Strain meters erratic Extensometres erraliques
Strain meters failed 1935 = E.rtensometres en defaut en
Maximum section = Section maximum.
Tension = Traction..
Compression =. Compression.
All stresses in p s. i. = Touts contra intes en lb sq. in.
August /939= Ao111
INITIAL OBSERVATIONS
1Et775 MAY, 1936
TANGENTIAL DEFLECTIONS
Fig. 5.
Hoover Dam. Radial and tangential deflections from plumb-lines.
Barrage Hoover. Mesure des deformations radiates et langentielles
Paide de fits a plomb.
Nevada = Nevada.
Arizona Arizona.
Plane of centers Plan de symetrie.
Downstream = Aval.
Upstream = Amon!
Initial observations, May 1936 = Observations initiates, mai 1936.
Deflection, inches = Fteche (en ponces).
August. 1936 = Ara 1936.
Radial deflections = Pitches radiates.
Radial deflection of crown cantilever from analytical studies, reservoir water
surface elevation i 232 -= Deformation radiate du bloc de crete determinde par
eludes analytiques Cole du plan d'ean i 232.
August 1941 Aoilt
Tangential deflections = Deformations tangentielles.
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R.122
NEVADA
? I ?
-------- ..........
ARIZONA
.e
?
29;
4AD/AL OEFLEcTIoNS
VEVA.D.A
r ? 70,0
-? a , r
-935
'ARIZONA
si
-
? - ?
?
?2 112c4r-elt et 0-0.1,S1
Cf t0Neti 0,
? fme et sr,
TANGENTIAL DEFLECTIONS
Fig.
Hoo-ver Dam. 01-)served radial and tangential deflections
from targets on downstream face of dam and from traverses.
Barrage Hoover. Deformations radiates et tangent idles des reperes
we la face oral et sur l cafe.
Top of dam = Crete du barrage.
Nevada = Nevada.
Arizona -= Ari:ona.
Pants Cl too of aro
CPO r tenter it,.
Cf e..es
O 0 co
CCL on (p( ???CALS
? 17 ?
R.122
meters used later. The strain meters installed in recently constructed
dams are of a more reliable type and better results are being obtained.
The results of the structural behavior studies of Hoover Dam are
shown in figure 2 to 8, inclusive. This series of figures affords an
opportunity to compare information as derived from observations made
on the dam, the model tests, and analytical studies. In making such
a comparison, it should be noted that as a result of changes in design,
the sections of the models tested are not true geometric scale models
of the structure as built. Also, the locations of the strain measurements
were not at the same corresponding elevations. They were sufficiently
close, however, to furnish a reasonable basis for comparison.
Tile vertical stresses shown in figure 2. were obtained from obser-
vations made in August 1930, 4 years after the dam was completed.
At that time, the reservoir water surface was at elevation i 181, 51 ft.
below the top of the dam. During the period of reservoir filling, the
temperature of the mass concrete increased from 200 to 500 F. The
two abutment joints extending from elevation 600 to the top of the
dam had been grouted a few months previously. These two factors
produced a further tightening of the dam against the abutments.
The companion horizontal arch stresses are shown in figure 3. The
temperature of the mass concrete existing at the points of measurement
for the selected conditions are shown also. The principal stresses for
the same loading condition are shown in figure
Deflection measurements of the dam were made by means of plumb
lines suspended in the elevator shafts of the darn, the results of which
are shown in figure 5. The results of movements of targets located
on the downstream face of the dam obtained from observations made
with a theodolite mounted on reference piers downstream from the
dam are shown in figure 6.
The plumb line measurements show the radial and tangential deflec-
tions at sections of the dam approximately 15o ft. to either side of the
line of centers. The deflections shown by the plumb lines are due
I.E6F.N11 OF Tin. Ilia HE b
Upstream deflection = Deformation en amont.
Downstream deflection = Deformation en oval
Initial observations, October 1935 = Observations initiates, octobre 1935.
Radial deflections == Deformations radiates.
Deflection toward Arizona =-- Deformation en direction d'Arizona.
Deflection toward Nevada = Deformation en direction de Nevada.
Movement of targets on downstream face of dam = Mouvement des reperes stir la
face oval du barrage.
Movement of traverse points on top of dam and on center line of galleries =-- Mouve-
went des points de repere sur la crele du barrage el stir l'axe des galeries.
Scale of deflection-inches = Echelle de deformation (ponces).
Tangential deflections = Deformations tan gentielles.
September 9!t1 = Septembre 19 i.
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R.122
? 18 ?
SECTION OF MODEL TESTED
0
1 1 1 Oz
0"'
.0
I I
RWS 0.1020
i:Et 1232
.Stroin metcr
groupi
?r
' ? 4 "
SECTION AS CONSTRUCTED
;
-
1 1000
200
frz
COMPUTED FROM STRAIN MEASUREMENTS IN MODEL COMPUTED FROM STRAINMETER MEASUREMENTS IN DAM
AUGUST i936
lEvRERATURE C.AAGE
MOcCLoT RIC CONSTRUCTION
TEMPERATURE OF CONCRETE NCREASE 20. TO 204 FROM 2E93 READING
BLOCK CONSTRUCTION
Fig. 7.
Hoover Dam. Comparison of vertical stresses between
model test and prototype.
Barrage Hoover. Comparaison des contraintes verticales
sur modele el sur le barrage.
All stresses in p. s. i. = Toutes contraintes en lb.isg. in.
Gage points = Points de mesure
Section of model tested = Coupe du modele.
Strain meter groups = Groupes des extensometres.
Section as constructed = Coupe du barrage cons fruit.
Computed front strain measurements in model = Calcul par mesure de contraintes
sur modele.
No temperature change = Aucune variation de temperature.
Monolithic construction = Construction monolitigue.
Computed from strain meter measurements in dam = Calcul par mesure de
contraintes sur le barrage.
August '936 = Awl/ 1936.
Temperature of concrete increase 200 to 500 F from zero reading = La temperature
de beton augmente 2.00 5o0 F a partir de to lecture :ero.
Block construction = Construction en blocs
? 19 ? R.122
only to an increment of waterload and temperature change. This
was due to the fact that the reservoir water surface was at elevation i 021
when the plumb lines were installed and has never been drawn down
below that elevation since that time.
The target movements observed September 1941 show likewise
the radial and tangential moVements at each target. These target
data have been plotted in figure 6 to represent. deflections in the planes
of arches at several elevations. Results of precise traverses over the
top of the dam and through several galleries are superimposed to show
similarities and differences al several elevations and serve to illustrate
the effect. of temperature and of the thickness of the dam that contribute
to the indicated deflections.
The program of structural model tests of Hoover Dam was for the
purpose of verifying the mathematical analysis of arch dams. In
particular, this series of tests was made in connection with the " Trial
Load Method " of arch dam analysis as applied to dams having an
unusually thick section. Two 3-dimensional models were built and
tested [15], [16]. The first 3-dimensional model was built of a compound
of building plaster and celite (diatomaceous earth) to a scale of I : 240,
and the second was built of a compound of rubber and litharge to a
scale of u : 180. Later, two sectional models were built for special
studies of cantilever and arch elements, the plaster-celite material
being used for both. The model of the crown cantilever element was
built to a scale of i : 2.4o, and the scale of the model of the arch element
was : I 9o. Mercury was used as a loading medium for the 3-dimen-
sional plaster and celite model, and weights and compressed air were
used as loads for the sectional models. The rubber model was loaded
with water.
AL the time the model tests were made, the strain measuring equipment
available was rather crude compared with present day standards.
Because of instrumental difficulties, a good comparison of strains in
the model and prototype were not. obtained. A comparison of the
vertical stresses obtained from model tests and strain measurements
on the dam is shown in figure 7. The strain meter observations made
on the dam in August 1936 with the reservoir at elevation m 020 formed
the last complete set of readings made from the installation at eleva-
tion Goo = before failure occurred at some of the strain meter groups.
It should be noted that the section of the model was constructed of
more massive proportions near the base than the prototype. Adaption
of the prototype section was partially due to the early results of model
tests and partly due to analytical investigations.
A comparison of deflection, as obtained from measurements made
on the dam and measurements made on the model along with deflection
results of the computations from the analytical design studies is shown
in figure 8. The reservoir water surface was at elevation i 215 at the
time of the triangulation survey made on the structure; for model
tests and analytical study, the reservoir surface was at elevation i 232.
?
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r.r7 -D,c.
o
ig
060
3
? 90 --
d-'
-
ELEVATION
1232
ELEVATION MOO
? -
b
1
ELEVATION 1000
0? CE,,TEt:S
ARIZONA 41eLtif,!Efir
ELEVATION 900
ELEVATION 800
ELEVATION 700
c?
ELEVATION 600
Fig. 8.
Hoover Dam. Computed and observed radial deflections.
Barrage Hoover. Deformations radiates calculees el mesurees.
Nevada abutment Bake de Nevada
Line of centers of dam Axe du barrage
Arizona abutment = Bake d'Ari:ona.
Scale of deflection (inches) = &belle de deformation (polices)
Deflect.on of dam co?Q,?e.1
from test of plos.e-
model. R w S E. .232
b ? ? cceriesctraino o
tn ter gamera C.31e-0,0e
from test of rubber
fithOrge made.. Rws (11232.
COnstant temperature
C Computed deflection used .1
design. R w S El 1.21,2, dam
subcoo1ed to. F
OtbrSce ng
r v VI deflector,tonsuis
;sefros
El Ob. temperature
increase 20.F to SO. F
cbove that emsrma a wre
of droufing controc.ol
pots
? 91 ?
R.122
The radial deflections front the anal Heal study and from the tests
of the two 3-dimensional models were in fairly dose agreement in both
magnitude and shape. The deflection obtained from the precise survey
measurements was larger in the lower elevations and lesser near the
top of the dam. This can be accounted for by the increase in tempe-
rature of the mass concrete during the 5-year period of reservoir filling
and also by the deformation of the abutment rock.
Precise leveling measurements were performed over the area of the
reservoir and were carried over the dam from points as far as io miles
distant from the dam. These measurements were repeated at intervals
of approximately 5 and 15 years after the initial measurements made
shortly after construction. Results indicate a divergence at the dam
of approximately in. in 5 years and 5 in. in 15 years, with relation
to a point lo miles north of the dam. However, a general tipping of
the entire area was noted from the level measurements, which may
have also included the reference point lo miles distant, and absolute
difference in divergences would be less than the indicated divergences
at the dam.
HUNGRY HORSE 1) 't 31.
Results of the investigations of Hungry Horse Dam are shown in
figures 9 and to. The conditions of stress that existed on several
ections of the dam during full reservoir operation condition are shown
in figure 9. In figure to are shown the results of deflection measu-
rements for Iwo levels of reservoir water surface elevation.
The representation of stress shows the stresses near the base of the
maximum section and the stresses at five sections of a complete arch.
as they existed simultaneously. Deflection measurements were made
on sections near the crown of the dam and in sections approximately
till 'ill 01 1111 flit IIIA.
Deflection of dam computed from test of Plaster-Celile Model, reservoir water
surfaceslevation i232, constant temperature = Deformation du barrage calculee
Si r mod& en pldtre ci celite Plan d'eau i 3 2, temperature con.stante.
Deflection of dam computed from test of Rubber-Litharge Model, reservoir water
surface elevation i 232, constant temperature = Deformation du barrage calculee
sur modele en caoutchoue et litharge. Plan Wean I 2 2, temperature constante
Computed deflection used in design reservoir water surface elevation
dam subcooled 100 F = Deformations ealculees utilisees dans le pro/et. Plan
d'eau 1 232 La masse du barrage elan refroidie a ioo F
Observed deflection from triangulation surveys, reservoir water surface eleva-
tion 1 215, temperature increase .420 F to 500 F above that existing at time of
grouting contraction joints = Deformations observees par triangulation. Plan
d'eau i 215 La temperature augmente de 10 it r par rapport a celle du moment
de l'injection des joints
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? 92 ?
'1
at, 0
? 1:0
t I I J 30
0327 0
? 0
El. 3370
El. 3200
RivS Et 33150
330 o F.
El 3200
+T.
All stresses HI P
All joint grout:Al; completed
e7
El 3100
Fig. 9.
El 3100
1:00 Cr,
400
..3t.200
R.122
midway between the crown and each abutment of the dam. Results
reflect the deflections that are in directions radial and tangential to
the axis of the dam.
No model studies were made of Hungry Horse Dam.
STRUCTURAL PERFORMANCE OF GRAVITY DAMS.
The results of the investigation of the two gravity dams are shown
in appropriate figures, and furnish representations of the vertical
stress and of the horizontal stresses that are normal and parallel to the
axis of the dams. The concrete temperatures at the points of stress
measurement and the shear stresses are also shown. The principal
stresses in a transverse plane for each dam for the condition of loading
are shown diagramalically on the sectional plots of each dam. Results
of deflection measurements are shown for the one dam where such
measurements were made. Where model tests were made, the results
are included for comparison with analytical solutions and the results
of observations made on the structure.
GRAND COULEE DAM.
Results of the investigation of Grand Coulee Dam are shown in
figure ii. The figure indicates the conditions of stress and tempera-
ture thai existed near the base of the section during the middle of 1952.
The reservoir at this time was at approximate normal operating level.
In figure 12, a comparison of the vertical stress near the base of the
spillway is shown for the dam and for the model of the dam. No
deflection results are shown for this dam as installations of the plumb
lines in the four elevator shafts were not made until the reservoir had
reached approximately the normal operating level. Consequently,
the deflections that have been obtained from the plumb line measu-
rements have indicated only minor movement due to fluctuations of
the reservoir and seasonal changes of temperature. Results of the
traverse and level measurements likewise have indicated only minor
movement. These systems also were not installed until the reser \ oir
had reached approximately normal operating level. Observations at
11.1,1:NI, HI' THE FlocnE 9.
Hungry Horse Dam. Observed stresses and temperature
Barrage Hungry Horse. Contraintes et temperatures observees
All stresses in p. s. i = Tonics contraintes en lb./sq. in.
All joint grouting completed = Injection achevee dans tons les joints.
July 1953 --- Juillet 195j.
-
-
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R.122
W S ft 3517
24
94
tf".
?.01 3552 57
"EI34795 0 04.,
0.3,4W*
vf-0.
''El 3244 5
INITIAL 06SERVATIONS
NOV , 1952
..CEI 31395
3059 0
El 353257
..*E1 3479 5
-El 3244.5
RADIAL DEFLECTIONS
-El 3552 57
JULY. 1954
JULY.1955
INITIAL OBSERVATIONS
SOV, 1952
'
El 34795 01 0
CEFLECTION?INC11ES
...cEt 3244 5
31395
A...-E1 3059 0
El 3552 57
JULY, 1954
_
j"El34795
El 3244 5
(-El 3,395
JULY, *55
T.,EI 3059 0
TANGENTIAL DEFLECTIONS
Fig.
Hungry Horse Dam Radial and tangential deflections from plumb-lines.
Barrage Hungry Horse. Mesurc des deformations radiates el tangentielles
a rattle de fits a plotnb.
Upstream = Amon/.
Downstream = Aval.
Deflection (inches) = Deformation (polices).
Initial observations, November 1952 = Observations initiates, novetnbre 1953.
July 1954 = Juillet 1954.
Radial deflections = Delorniations radiates
Tangential deflections = Deformations tangent idles.
95
R W S
El. 1290..
R.122
z
1 rill,.
1?;_t_cr,
cr,
+a
+T.
All stresses ill P
JoInts grouted to too of dom .
*200
0
Jazzze
200 CF.
400
600
14200
0
0'.
-200
-400
4200
0
-200 O'y
-400
-600
*200
0 ro
-200
80
160 F?
40
TV/S El 963-.,
Fig. I I.
Grand Coulee Dain. Observed stresses and temperature.
Barrage de Grand Coulee. Contraintes et temperatures observees.
All 'stresses in p. s. i. =-- Tonics contraintes en ib./sq. in.
Joints grouted to top of dam = Joints injectes jusqu'au sommet du barrage.
July 1952 = Judie( 1952-
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RVIS
.CPa"
SECTION USED IN MODEL
FROM ORIGINAL STUDIES
-//41111111111111y1Or
-r-
0
no 01
400
SECTION AS CONSTRUCTED
0
2000i
400
SECTION INVESTIGATED ANALYTICALLY
200 Gra
400
COMPUTED FROM STRAIN MEASUREMENTS P4 MODEL COMPUTED FROM STRAMMETER MEASUREMENTS IN DAM COMPUTED BY ANALYTICAL NONLINEAR STRESS METHOD
Fig. in..
Grand Coulee Dam. Comparisons of vertical and principal stresses
between model test, prototype, and design investigation.
Barrage de Grand Coulee Comparaison des conlrainles verlicales
ci principales stir =Me el sue lc barrage el par elude analillique.
All stresses in p. s. i. = Tonics contrainles en lb./sq. in.
Section used in model from original studies = Coupe du modele pour eludes initiates.
Section as constructed = Coupe du barrage construil.
Section investigated analytically = Coupe Midi& analyliquemerd.
Computed from strain measurements in model = Calm (Papas les me.sures Miles
stir le modele.
Computed from strain meter measurements in dam = Calera d'apres les mesures
fades sur le barrage avec eslensomelres.
Computed by nonlinear stress method ? Calorl par la nullhode des cold:whiles non
lineuires
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R.122
CANYON FERRY DAM.
? 28 ?
Results of the investigation of Canyon Ferry Dam are shown in
figure 13. This figure presents the conditions of stress and tempe-
rature at the beginning of ig5i. The reservoir had reached its initial
full operating level but the dam had not passed through cycles of low
and high reservoir operating levels as in the case of Grand Coulee Dam.
No measurements of deflection or deformations were made at this dam.
RESULTS AND CONCLUSIONS.
ARCH DAMS.
Comparison of results of the investigation of the arch clams reveal
some very interesting factors. The vertical stress distributions at the
various sections investigated reflect the weight distributions of the
sections ill a manner similar to a gravity dam. The horizontal stress
distributions indicate greatest stress at points at the interior of the
sections, while near the faces of the dam the stresses appear to reflect
conditions of temperature that exist near the surface. Al some loca-
tions in the case of Hoover Dam, tension is indicated.
Near the abutments of the arches, the results would appear to reflect
the effect of the foundation on the stress distributions. In the case of
Hoover Dam, the modulus of elasticity of the foundation on the Arizona
side is known to be less than that of the foundation on the Nevada side.
Deflection measurements from the plumb lines and from the system
of targets on the downstream faces of the dam indicate generally a
greater movement on the Arizona side than on the Nevada side. The
net result, including the affect of temperature change on arch stress,
could very well account for tensile stress near the abutment faces of
the arches.
In the case of Hungry Horse Dam, the effect on stress of the longi-
tudinal joint is noted in the stress distributions. There appears to
be a marked disruption of stress by the joint, and the downstream block
of the sections appear to be carrying more load in shear than the upstream
blocks.
GRAVITY DAMS.
A comparison of the results of the investigation of the two gravity
dams reveals that greatest vertical stress occurs at points in the section
of the dam where greatest ertical elevations of concrete exists, and
that stresses diminish as the downstream edge of the section is
approached. In the case of Grand Coulee Dam the mass of the concrete
in the " bucket " on the base at the downstream face of the dam and
the contained mass of tail water are reflected in the vertical stress
distribution. Likewise, greatest horizontal stress parallel to the axis
-- 29 ? R.122
of the dams indicates greatest stress at the point in the section that
contains greatest mass of vertical concrete. Shear stresses are gene-
rally of low magnitude and reflect distributions of normal stress concen-
trations as they occur. The principal stresses in the transverse planes
indicate the direction of the major stress to be in the direction of load
application.
The available comparison of stress between prototype, model and
analytical investigation indicates a good general agreement in stress
distribution as well as in stress magnitude.
CONCLUSIONS.
Several conclusions became evident from these studies, both for arch
dams and for gravity dams. Among these conclusions are the
following :
1. The stress distribution on sections of the clams between the
upstream face and the downstream face does not follow a straight line
as ordinarily assumed in most analytical studies, but appears to be a
nonlinear distribution of stress, varying with temperature and conditions
of loading.
2. Stresses caused by temperature changes in the mass concrete of
the clams and by the manner in which the concrete is placed in a series
of lifts may be 'greater than the stresses produced by certain stages
of reservoir loading.
3. The pattern of stress distribution in a concrete dam does not
remain constant but, with some deviations, follows annual cycles which
are established by temperature conditions that are reflected from air
temperature conditions and temperature conditions of the structure
and reservoir operation.
4. The use of structural models is a valuable aid iniclesigning both
arch and gravity clams. While conditions of loading that are compa-
rable to those of the prototype may not always be included in a model,
the results from the model show the stress trends that are established
due to weight of the structure and the loading imposed by the reservoir.
By using prototype measurements and deducting the effects caused
by temperature and conditions of grouting, the resulting stress condi-
tions should be somewhat near those as shown by the model.
6. The results and conclusions that arc shown for these studies gene-
rally indicate strong need for analytical studies that are made on the
basis of conditions that are comparable to the conditions of operation.
Usually, the conditions used in analytical studies that are made are for
maximum loading conditions to fulfill requirements for design. The
results for the maximum loading conditions of the analytical study
are generally not applicable for comparison to the conditions shown
by the strain meter study or by the model study. Comparison between
results of the three types of studies that show results for similar loading
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'
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? 30 ?
conditions of the structure will permit similarities and differences in
stresses to be noted. Deductions may be made from these criteria
that can eventually lead to economies in the use of construction materials
and realistic stress distribution in dams, assuring the designer that
the structure will operate and behave in a manner as anticipated by
the design.
ACKNOWLEDGMENT.
The results presented in this paper represent the combined efforts
of many individuals and are by no means entirely the efforts of the
authors. Results of strain meter investigations and deflection measure-
rements represent the combined efforts of individuals and of teams of
workers in the Dams Branch and in the Engineering Laboratories of
the Office of the Assistant. Commissioner and Chief Engineer, Bureau
of Reclamation, Department of the Interior, Denver, Colorado. The
efforts of the field and office personnel at the various projects where
the measurements were made are gratefully acknowledged.
REFERENCES.
1. Jerome M. RAPHAEL, Determination of Stress from Measurements
in Concrete Dams (Third Congress on Large Dams, Stockholm,
1948, Question No. 9, Report No. 54).
9. Douglas AlcHENny, A New Aspect of Creep in Concrete and Its
Application to Design (Proc. A. S. T. M., vol. 43, 1943, p. 1069).
3. Jerome M. RAPIIAEL, The Development of Stresses in Shasta Dam
(Trans. A. S. C. E., vol. 118, 1953, p. 289).
4. J. A. HANSON, A lo-Year Study of Creep Properties of Concrete
(Bureau of Reclamation, Concrete Laboratories Report SP-38,
July 1953).
3. K. JONES, Calculation of Stress from Strain in Concrete (Bureau of
Reclamation, Technical Memorandum No. 653, February 1955).
6. A. Warren SIMONDS, The Determination of Stresses in an Arch Dam
from Observed Strains (Rilem Paper 4, U. S. A. Themes 1 a,
1 b et 3 a, Lisbon, October 1955).
7. Joe T. RICHARDSON?-Irch Dams : Stress Studies for Ross Dam
(Proc. A. S. C. E., separate 1 267, June 1957).
S. Jerome M. RAPHAEL, Riled of Longitudinal Joint on the Stresses
at the Base of an Arch Dam (Rilem Paper 33, U. S. A. Themes 3 a,
Lisbon, October 1955).
9. Jerome M. RAPHAEL and John R. BrumnEmAs, Analysis of Strain
Measurements in Dams by Use of Punched Card Machines, a paper
presented at summer convention, A. S. C. E., Denver, Colorado,
June 1952.
10. William T. LOCKMAN, 15- Year Report, Structural Behavior of Grand
Coulee Dam (Technical Memorandum 652, Bureau of Reclamation,
March 1955).
11. Joe T. RICHARDSON, The Structural Behavior of Hoover Dam (Bureau
of Reclamation, Denver, Colorado, November 1957).
, ? -
31 ?
R.122
19. William T. LOCKMAN, Stresses Determined by Strain Meters in
Canyon Ferry Dam (13ureau of Reclamation, Denver, Colorado,
May 19)6).
13. Joe T. litcnAnnsos, The Structural Behavior of Hungry Horse Darn
(Bureau of Reclamation, Denver, Colorado, February 1957).
14. ENGINEERING FOUNDATION COMMITTEE ON ARCH DAM INVESTI-
GATION, Arch Dam Investigation, vol I, 1927; vol. II, 1934;
vol. 111, 1933.
15. BOULDER CANYON PROJECT, Final Reports, Part V Technical
Investigations, Bulletin 3, Model Tests of Boulder Darn.
16. BOULDER CANYON PROJECT, Final Reports, Part V Technical
Investigations, Bulletin 6, Model Tests of Arch and Cantilever
Elements.
SUMMARY.
During the past three decades, the Bureau of Reclamation has studied
the structural behavior of the high concrete dams built under its juris-
diction. The dams that have been investigated are both gravity and
arch-type structures. The behavior of the dams has been observed
experimentally by means of instruments such as strain meters, stress
meters, various types of pressure cells and resistance thermometers
embedded in the mass concrete of the dams. Where feasible, the
movements of the dams have been determined also by means of plumb
lines extending in formed wells between the tops of the dams and their
foundations, and by means of precise measurements of leveling and
triangulation. Investigation of elastic and creep properties of concrete
have been made and a method of computing stresses from strain measu-
rements in mass concrete has been developed which includes the effect
of creep.
Examples of structural behavior of two arch dams and two gravity
dams as determined by observations on the structures are cited and the
results shown on suitable diagrams. The arch dams include Hoover
and Hungry Horse Dams, and the gravity dams include Grand Coulee
and Canyon Ferry Dams. The behavior of these dams, in general,
has been studied to obtain a better understanding of stress, as derived
from measured strain, within the mass of the structure, and to determine
the effects contributed to stress by the elements of progressing cons-
truction, loading of the dam during reservoir filling, contraction joint
grouting, abutment grouting, and temperature variation; all of which
result in the stress behavior and structural performance during the
service life of the dams. The analyses made from the data from strain
meters embedded in the dams show progressively the stress conditions
in the structure during these loading conditions.
Model studies were made of two of the dams, namely, Hoover and
Grand Coulee. The results of the model studies are shown on suitable
diagrams for comparison with the results of the observations made
on the structures.
The conclusions drawn from these studies are : 1. that the stress
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R.122 ? 32 --
distribution across sections between upstream face and downstream
face does not follow a straight line but varies with temperature and
load conditions; 2. stresses caused by temperature changes in the mass
concrete and by the construction program may be greater than those
produced by certain stages of reservoir load; 3. the pattern of stress
distribution does not stay constant, but with sonic variations follows
annual cycles which are affected by temperature conditions and reservoir
operation.
RESUME.
Pendant les trente dernieres annees, le ? Bureau of Reclamation ?
a etudie le comportement des hauls barrages en beton qui ?lit die eons-
trolls sous son egide.
Les barrages qui oat ete eludies sont des types poids et voAte.
Le probleme de la resistance des barrages a Oto etudie experimen-
talement a l'aide des instruments tels qu'exlensometres, tensiometres,
differents types des cellules manomelriques et thermometres a resistance,
qui etaient loges dans la masse du beton. En memc temps el dans la
mesure du possible, les deformations des barrages out ete determinees
l'aide de flls A plomb qui s'etendaient le long des pulls formes entre
la crete el le fondement des barrages el par des mesures precises des
deplacements en directions verticale el horizontale i l'aide du nivel-
lenient el de la triangulation. Des eludes concernant les propriolds
plastiques et elastiques du beton oat did faites et tine methode pour le
calcul des contraintes d'apres les mesures d'allongement a eto developpee.
Celle methode prend egalement en consideration les effets de la plas-
Belt&
Les cxemples concernant le comportement de deux barrages du type
voilte et de deux barrages du type poids sont cites dims cc document
et les resultats sont representes sous forme de diagrammes. Les deux
barrages du type vote sonL ceux de Hoover et Hungry Horse et les
deux autres du type poids sonL ceux de Grand Coulee et Canyon Ferry.
En general, le problerne de la resistance de ces barrages a ete etudio :
1. pour obtenir une meilleure notion des tensions qui peuvent etre
cleterminees d'apres les allongements mesures dans la masse de l'ouvrage;
2. pour determiner les effets des facteurs tels que l'avancement de la
construction, la mise en charge du barrage pendant le remplissage du
reservoir, l'injection des joints de contraction, Vinjection des rives et
les -variations de la temperature qui contribuent an developpement des
tensions et exercent une influence sur les contrainies dans lc barrage
et sur son comportement en service.
Les eludes faites A l'aide des extensometres noyes montrent les
variations des tensions dans la masse pendant la duree de la mise en
charge dans les differentes conditions ci-dcssus.
Des essais sur modeles oat eto executes pour deux de ces barrages
(Hoover et Grand Coulee) et les resultals ?Menus soul. representes
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
-- 33 R.199
par des diagrammes qui permettent de eomparer ces resultats avec
les observations lanes sur le, ou\ rages eux-mentse.
Les conclusions de ces tra\ aux soul les sinNantes : I. la distribution
des tensions dans tine toupe trans\ ersale ne suit pas le trace dune
ligne droite entre la
.ine amount et In face a?al et elle change suivant les
conditions de temperature et les forces appliquees. 2. les tensions dues
aux Nariations de In temperature et A 1 avancement de la construction
de la masse du barrage peux ent etre superieures m celles qui soft pro-
duites par In pression de l'eau du resenoir dans certain ens: 3. 1 aspect
de In distribution des tensions ne reste pas constant. mais vane suivant
des cycles amulets qui sont intlueni es par les conditions de temperature
et d'utilisation du reservoir.
Extruit du Stzt?rne Cvngrs des Grands Barrages.
New York. 195S.
,
50-Yr 2014/04/14 ? CIA RDP81 01041Rnm9nni9nnni
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de to Conference Mondiale de l'Energie
SIXILME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 123
QUESTION N? 20
L. BOSSOVSKY
(U. R. S. S.)
tPREUVE
Reproduction intercitte
CONSTRUCTION ET SURELEVATION
DIM GRAND BARRAGE EN TERRE
A NOYAU CENTRAL
EXECUTEES PAR REMBLAYAGE HYDRAULIQTJE (*).
L. BOSSOVSKY, Ing.
Committee for the U. S. S. R.
Participation in International Power Conferences.
La realisation dc ramenagement hydraulique de AIinguelchaour
resoud un ensemble de problemes tres importants pour l'economie
nationale de l'Azerbaidjan, dont void les principaux :
Production d'energie electrique A bon marehe;
Irrigation des terres felines;
Amelioration de la navigabilite sur la Koura;
Lulte contrc les inondations et la malaria.
1. CONDITIONS NATURELLES.
Ecoulement moyen annuel des eaux de la Koura dans lc site de Fame-
nagement hydroelearique : 13,6 milliards de metres cubes.
Climat de la region de l'amenagement sec, chaud ; temperature
moyenne =male de plus de 14,7? C.
(*)
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R.1.23
? 2 ?
Precipitations annuelles do 3o a 32o min.
La region de la construction du barrage est sujelte aux seismes.
Des couches cl'argiles et de gres de l'epoque apcherone alternent
dans l'assise du barrage.
La couche superieurc des roches originaires est affaiblie par ferosion.
On a decide cl'utiliser pour l'edification du barrage une carriere de
sable et. de gravier situ& a 5 km de distance, dans le bief aval.
Le sol de la carriere est heterogene. La lemur en gravier vane entre
et 65 dans les diverses sections de In carriere.
2. PROJET DU BARRAGE
ET TRAVAUX EXPERIMENTAUX.
Hauteur projetee du barrage 76,0 in ('); chute 70 in.
A la suite de follicle de difTerentes variantes du barrage el pour des
raisons economiques il a ele decide de le construire en utilisant les
terres sablonneuses et graveleuses par remblayage hydraulique
noyau central.
Vu quo in pratique taut nationale quo mondiale, no connaissail pas
d'ouvrages semblables, on a da proceder i des travaux experimentaux
en meme temps quo des recherches theoriqucs.
Ces travaux experimentaux out ad mends sun tine installation
speciale edifiee sur le chantier de construction.
L'extraction des mate'riaux de In carriere et leur transport dans le
modele de l'ouvrage a remblayage hydraulique experimental (R. I-I. E.)
out ete executes a l'aide d'une drague succuse flottante ci un poste
intermediaire de pompage auxiliaire pourvu d'engins d'aspiration du
materiau de refoulement 12 3 a diametre de in buse d'aspiration do
35o mm et debit en eau de i 400 1n3/11.
Les modeles etaient constitues comme differents trongons du demi-
pro ill du barrage, executes en grandeur nature. La longueur du modele
atteignait iGo in, cc qui correspondait i une largeur totalc du profit
dc la digue de 32o,o
La largeur du modelc le long du front de remblayage hydraulique
etait. de 30 M.
En tout il a Rd transporto dans le modele pres de Go ono in3 de Lure.
Plusieurs mothodes de remblayage hydraulique y compris colic qui
a rep le nom ? de remblayage hydrauliqu c transversal ?, oat ete etudiees
en utilisant les modeles R. FI. E.
Celle 1110.110de se ramene cssentiellement A remblayer du materiau
de refoulement dans les zones de remblayage par des orifices de
decharge amenages dans le conduit, cc dernier etant place dans le
sens transversal par rapport A l' axe du barrage; on utilise lors du
remblayage In classification naturelle des terres.
(I) Par la suite In hauteur du barrage a (Ile portee A So in.
?3? R.123
Parini toutes les inethocles essayees les resultats les meilleurs out did
obtenus par le deversement allernatif par l'extremite du conduit de la
totalile du debit du materiau de refoulement.
On a egalement monte une installation experimentale de circulation
utilisant un conduit de refoulement de 400 m de longueur environ et
de 350 mm de diametre, destinee a l' etude du mouvement de cc
materiau et a cello des regimes divers de transport hydraulique.
Les conclusions essentielles suivanles decoulent des travaux effectues
l'aide de la R. 1-1. E.
1. Lors du deversement du materiau sur les zones de remblayage par
l'intermediairc des orifices du conduit, place to long du talus exterieur
du barrage on constate tine classification nate en fractions des terres
arono-gravelcuses; il en resulte une non homogeneite du barrage suivant
sa longueur.
Les tentatives Mites pour disposer les orifices en helice out reduit
cc phenomene, mais Wont pas quand memo donne de resultats entie-
rement satisfaisants.
Par consequent il est recommande de laisscr couler les materiaux de
refoulement en jet concentre par l'orifice a extremite du conduit.
2. La distribution des terres provenant de la carriere sur la zone
de remblayage sc fail suivant une ligne a gradins reguliers determinant
l'existcnce de trois zones nettement prononcees, a savoir :
a. prismes exterieurs a l'interieur desquels presque tout be gravier
est depose, les interstices de cc &ruler etant remplis par du sable;
b. zone intermediaire constituee par du sable el par une faible quantite
de gravier;
C. noyau constitue par du sable fin, du materiau pulverulent et
dc l'argile.
Les prismes exterieurs occupent. 50 % du profil du barrage et
sout caracterises par un poids specifique apparent du squeleLle
solide 1,9 a 9,0 0113.
La zone inlermediaire occupe 4o % du demi-pro fit et le &ids
specifique apparent de son squelettc est de 1,55 t/m3, tandis que
lc noyau occupc to % du demi-proffl et son poids speci fique
apparent = 1,40 t/m3.
3. Les materiaux terreux du
forces dynamiques se liquefient
a 1,5o t/m3.
Par consequent, la menace de
est tres recite. Il est necessaire
pondanic a un poids specifique
ainsi quo de tenir comple dans
faction.
4. Les recherches effectudes sur Vinstallation de circulation du R.H.E.
out. mis en evidence le regime optimum de transport hydraulique des
materiaux terreux et out permis de determiner les pertes de charge
noyau du barrage soumis a l'effet des
un poids specifique apparent de 1,4o
liquefaction du noyau lors d'un soisme
d'assurer au noyau une densite corms-
apparent. superieur ou egal a 1,5 1.1m3,
les calculs de l'eventualite de sa lique-
,
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? 4 ?
et de vitesse on fonclion de la consistance du materiau de refou-
lement dans les conduits de 3oo 400 mm de diametre.
Les resultats obtenus A l'aide de la methode H. H. E. out eld utilises
lors de retablissement du projet du barrage.
On a retenu dans cc projet comme methocle de base de l'execution
des travaux de remblayage hydraulique du barrage le remblayage
bilateral, sans estacade, avec debit du melange boueux Q = 1,o 1113/s
assure par un orifice unique se trouvant A l'extremite du conduit.
Le proffi du barrage est divise en trois zones : les prismes exterieurs,
les prismes intermediaires et le noyau.
Les prismes exterieurs et les prismes intermediaires soul la pantie
d'appui du pro flu du barrage supportant la pression des forces exle-
rieures et du noyau.
Le noyau est l'element cssentiel d'elancheile du barrage.
Les caracteristiques geotechniques des ditTerents elements du pro Ell
du barrage utilisdes pour l'etablissement du projet, sonl indiquees au
Tableau 5.
Pour quo le corps du barrage execute par remblayage ait la qualitd
necessaire, compte tenu de la methode choisic, les maleriaux lerreux
extrails des carrieres doivent contenir de 35 A 40 % de fractions supd-
rieures A 2,0 mm.
Il a die provu quo toules les fractions plus fines quo o,oi mm doivent
etre eliminees du noyau avec l'eau en excedent et quo la teneur dans
Jo noyau en fractions plus fines quo o,o5 mm (pulverulentes) ne doit
pas etre superieure A 15 %.
Ces mesures out ele diclees par le desir d'accelerer le processus de
consolidation ainsi quo d'eviler la perle eventuelle de stabilitd des
materiaux du noyau, lors d'un seisme.
Les calculs de In stabilild du profil du barrage ont did mends en
portant des considerations fondamentales suivanles :
a. L'assise est la surface de glissement la plus sujelle A caution.
D'apres les donnees de recherches le coefficient moyen de froltement
des.maleriaux du barrage sur l'assise a ete pris lg? = o,45.
b. Dans les conditions les plus defavorables (seism compris) les
materiaux du noyau perdent leur slabilite sous l'effel des secousses et
excrcent au-dessous du niveau de in ligne de depression unc pression
hydrostalique sur les prismes d'appui, comme le ferail un liquide lourd
(A poids specillque apparent y = 2,0 1./m3 el A coefficient de pression
laterale =
Le barrage a ote calculd pour resister A des seisms classes 8 dans
l'echelle de seismologues.
c. Dans les conditions de construction les maleriaux du noyau ont
ete consideres comme liquefies sur toule lair hauteur, la resistance aux
secousses seismiques n'elant pas prevue.
Les coefficients de securilo de la stabilite des talus du barrage, oblenus
par voie de calcul, soul indiques au Tableau 1.
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
de
? 5 ?
TABLEAU I .
l'rofil du barrage pour lequel
les caleuls out Ctt elfectues.
I. Au lit du Ileme, a hauteur maximum c
du barrage II = 76 iii..
t2. Sur in rive gauche, it hauteur maximum
du barrage it = 18 m et fondation
en polite vers le bid oval... .....
calcul
"out?
les conditions
suivantes :
Ile construction
D'explIdtation
Les plus
defavorables
De construction
I lit ill
Les plus
defmorables
R.123
coefficients
de :.eettrite
de la stabilite
talus talus
amont. a?al.
I , '20
1 , 8o
l,ttl 1 , 10
I 7 111
1,71/
,0
1,1'
I .
1,18
I , o
1 .
En admettant pour un barrage en Lure des coefficients de securite
de la stabilitC si faibles, dans plusieurs cas inferieurs aux coefficients
imposes par les normes, on prevoyait qu'au fur el A mesure de la consoli-
dation et de In diminution du coefficient de la pression laterale du
noyau In slabilile du barrage ira en croissant.
L'execulion d'un rideau d'elancheile d'une longueur lotale de 1,o km
el de So m de profondeur a die prevue dans le troncon du barrage oft
l'on a Uccle dans l'assise des gres fissures.
Le prisme principal de drainage est situe A une grande profondeur
clans le corps du barrage, entre les prismes exterieur ci. intermediaire.
Cel emplacement du prisme de drainage dolt abaisser sensiblement
la surface de la ligne de depression, cc qui aura comme efIel un accrois-
sement notable de la slabilild du talus aval.
Le prisme de drainage est prevu au projet sous forme d'un empilage
A sec des blocs creux en beton, enseveli par un fare en gravier et on
sable.
L'evacuation de l'eau de cc prisme est assuree par neuf drains de
construction identique t celle du prisme.
Le debit d'infillration total du barrage a ele precalculd comme &ant
de Goo lis (o,4 lis par metre courant).
La construction du drainage prevue clans le projet s'est revel&
comme tres economique. (Son calt est de cinq fois inferieur a cclui d'un
drainage on pierres nalurelles.)
3. RECHERCHES EFFECTUEES
EN COURS DE LA CONSTRUCTION DU BARRAGE.
Un contrede geotechnique a ad effeclue au cours de redificaLion
du barrage.
Des echantillons de Lure out die preleves suivant des coupes perpen-
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R.123 ? 6 ?
diculaires t l'axe du barrage situees tons les 5o in, de facon A caracte-
riser toutes les zones du barrage. Dans le setts de In hauteur ces khan-
tillons ont ete preleves A i in de distance dans le corps constitue par
remblayage hydraulique. Dans les primes exterieurs flu intermediaires,
les echantillons out ? preleves stir In surface de In candle remblayee
el dans le noyau us out did pris sur In surface de In couche consolidee.
Pour caracteriser le comportement de la mare centrale eL les pheno-
'penes de decantation qui s'y deroulent on prelevait de temps en temps
des echantillons de In suspension et de l'eau d'evacuation.
Tous les echantillons preleves etaient analyses en laboratoire.
On procedail periodiquement aux forages dans le noyau el dans
In zone du barrage adjacenle pour etudier In consolidation et l'elat
des materiaux terreux du barrage.
Le premier de ces forages a ete execute en novembre 1952, dix mois
apres le commencement des travaux de remblayage du barrage
(fevrier 1952). La hauteur de la couche remblayee alleignp, a cette
dpoque 26 in (cote de niveau remblayage 187,o in).
On a execute en tout six forages entre novembre 195 et mai 195i
(cote de niveau du remblayage 2./0 in, hauteur de la couche
remblayec 59 m).
A partir de mars 1955 (le remblayage du barrage elant termine)
et jusqu'en juillci 1955 on a fore encore i puits dont une pantie A travel's
toute repaisseur de la couche remblayee jusqu'A Ia fondation.
On a preleve dans ces forages et l'on a etudie pres de Goo echantillons
A structure remanide el pres de loo echantillons A structure intacle.
En plus des echaraillons preleves dans les forages on a effectue
egalement des recherches electrometriques sur la densite des terres
du noyau dans la zone saluree d'eau.
On a construit suivant l'axe du barrage un puffs, revetu de metal,
de 2,0 m de diametre el de Go in de profondeur. Des trapes out ete
amenagees dans les parois de cc pulls pour permettre le prelevement
d'dchantillons. Les dchantillons preleves dans le pulls out etC soumis
en plus de recherches habiluelles ii celle de In stabilite dynamique.
En outre on a amdnage six coupes piezometriques h l'aide desquelles
on a mend des observations sur le regime d'infillration el la pression
interstiticlle.
Le debit, d'infiltration est mesure systenialiquement dans les pulls
de drainage.
Nous donnons plus loin les resultats principaux des recherches
effectudes.
IMATEntAux UTILISES POUR LA CONSTRUCTION DU BARRAGE.
Les carrieres utilisees pour l'emprunt du materiau pour le barrage
oni une composition granulometrique non uniforme.
L'extraction des maleriaux terreux pour le barrage a ad men& A
l'aide d'excavateurs dans 10 h 19 charmers simultanement. De l?n
terre etait transporLde par trains dans une tremic oh son m?nge s'effec-
? 7 ? R.123
Wait nalurellement. Les materiaux en provenance de la tremie etaieni
transporles hydrauliquement par des conduits et amenes au barrage.
II est interessant de connattre an point de VLIC de la formation de corps
du barrage In composition moyenne des materiaux terreux qui Sc soul
conslilues dans la tremie. Pour obtenir les caracteristiques de ces
materiaux on prelevait tonics les 211 des echantillons de lerre conlenus
dans In tannic. Ensuite en parlant de ces echantillons el en les melangeant
on preparail un echantillon moyen pour les 2i h.
3,170
250 _i! .L235 00 10 7 10
200 41074,,
so --.546,t4TIA'"tititsdAtiAitilailfitaTait-Ogit&.
100 451\
64',1
6 4
50
Mt
MO 200 J00 400
\JIL
Fig. 1.
Courbes moyennes de In composition granulometrique des tcrres
dans les diverses zones du barrage, de la terve utilisee pour le remblayage
et de eelle evacuee de In mare centrale.
Terre evacuee de la mare centrale.
Noyatt.
Prisme intermediaire.
Prisme exterieur.
Maleriaux terreux utilises pour le remblayage.
Alateriau pulvarulent.
Sable fin.
Sable moyen.
Sable gros.
Gravier.
Galets.
Tencur en fractions (%).
Dimension des fractions (mm).
-Mean granulometric composition curves of soil in darn zones.
Soil from which dam and spillway were filled.
(1) Spillway from pond.
(2) Core.
(3) Intermediate prison.
(I) External prism.
(5) Soil from which darn was filled.
(6) Clay
(7) Dust.
(8) Fine sand.
(9) Middle sand particles.
(10) Big sand particles.
(11) Gravel.
(12) Pebble.
(13) Fraction percentage.
(14) Size of fractions (mm).
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R.123 _ 8 ?
La courbe moyenne de la composition granulomdlrique de la terre
utilise pour le remblayage hydraulique du barrage est represent&
sur la figure 1. Le reglage de la composition des materiaux nineties
dims la tremie-melangeuse Sc faisait par une reparation convenable
des excavateurs dans les chantiers de la carriere. Lors des &arts de
In norme on intensiflait suivant les besoins l'extraction des lerres
sablonneuses gravelcuses.
Pnom DU BARRAGE.
Le profit d'execution du barrage est represente sur la figure 2.
Dans l'ensemble le profil du barrage a ete execute en conformile
avec le projet.
PRISMES EXTERIEUR ET INTERMEDIAIRE DU I3ARRAGE.
La composition granulometrique du materiau depose dans In partie
d'appui du profil du barrage (c'est-A-dire dans les prismes exterieur
eL intermediaire) ainsi que ses caracteristiques geotechniques varient
suivant la section transversale du barrage ainsi clue la hauteur de cc
dernier.
Ces variations suivent une loi determinee dans un barrage A noyau
central, execute par remblayage hydraulique. Les fractions les plus
grosses des materiaux Sc deposent au voisinage des parements exterieurs
du baiTage; au fur et mesure qu'on Sc rapproche de la partie centrale
du barrage ces fractions sont remplacees progressivement par des
maldriaux A granulation fine constituant le noyau.
On petit distinguer deux zones caracteristiques dans la pantie d'appui
du barrage :
prisme exterieur, occupant So % tin profit;
prisme intermediaire, occupant tio % de cc dernier.
La reparation des difTerentes fractions des materiaux terreux dans
la plage d'epandage est mise en evidence sur la figure 3.
Celle reparation peuL etre caracterisee par la teneur quasi constante
des fractions de 0,9.5 a o,5 mm el de o,5 A 9,o mm pour l'ensemble du
pro flu.
Ce caractere de la reparation subsiste jusqu'a une hauteur elevee
du barrage.
Cepenclant, au fur el A mesure de Faccroissement de la hauteur de
la couche remblayee et de la diminution de la longueur sun la plage
d'epandage le tableau de reparation se modifie. A ces cotes superieures
220 m la reparation perd dejA son caractere particulier.
La caracterislique moyenne des materiaux terreux des prismes
exterieur et intermediaire etablie d'apres les donnees de recherches est
represent& sur la figure 1 et au Tableau 2.
,
9 ?
R.123
/00
6
7
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9
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12
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Fig. 2.
Profit transversal d'execution du barrage.
(1) Prismes exterleurs.
(2) Prismes intermediaires.
(3) Noyati.
(4) Balardeau amonl.
(5) Batardcan aval.
(6) Dciii en terre argileuse.
(7) Rideau d'etancheile.
(8) Drainage.
(9) 8vacuation du drainage.
(10) Puits de controle.
(11) Limite du remblayage de la premiere tranche.
(12) Revetement du barrage en plaques de So cm d'epaisseur.
(13) Remblai en terre.
(14) Position reelle de la ligne de depression
Executive cross-section of dam.
(1) External prisms.
(2) Intermediate prisms.
(3) Core.
(4) Upstream cofferdam.
(5) Downstream cofferdam.
(6) Sandy loam cut-off.
(7) Grout curtain.
(8) Drainage.
(9) Outlet drainage
(10) Control well.
(11) Filling border of the ist stage.
(12) Plates with thickness of 5o cm for shoring.
(13) Soil dumps.
(14) Actual situation of depression curve.
R. 123.
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R.123
? 10 ?
Fig. 3.
Repartition des materiaux terrettx
suivant les tractions sur in plage d'epandage.
(1) Teneur en fractions (43/0).
(2) Distance de l'axe du barrage (in).
(3) Noyau
(1) Prime intermediaire.
(5) Prisme exterieur.
(6) Parement du barrage.
(7) Axe du barrage
Disposition of soil fractions in the site of filling
(1) Fraction percentage.
(2) Distance from dam axis (m).
(3) Core.
(1) Intermediate prism.
(5) External prism.
(6) External lace of dam.
(7) Dam axis.
TABLEAL 2.
de Designation
ref. des earacteristiques.
1. Poids spticifique apparent du squelette
solidc.
Indice de rides... . .
:L Angle de frottement interne..
4. Coefficient de permeabilitc. . .
NOYAU DU BARRAGE.
t nia
Il
CM S
Prisme
exierieur,
50"?
du profit.
inter-
mechatre,
40(V,
tlu !word.
Le noyau, element principal impermeable, occupant io % du profil
du barrage est constilue par des fractions prelevees par l'eau sur les
materiaux lerreux des zones extericure et inlermediaire.
D'apres sa composition granulometrique les materiaux du noyau
apparliennent. A la categoric des terres sablonneuses lourdcs (jig. 1).
-
? 11 ?
R.123
II tie Wit pas perdre de vue que les donndes que nous venons de
eller lie caractdrisent que la composition moyenne du noyau. En realite
le noyau est constilmi par des maldriaux hdtdrogenes form6s par des
stratifications des sables de granulomdtrie diffdrente, des terres sablon-
neuses et argileuses et de l'argile.
On y rencontre egalement des inclusions des terres plasliques argi-
leuses sous forme de petites lentilles. On y trouve parfois des galets
el du gravier dont certaines pierres peuvent alleindre 5o mm de
(Hamel re.
La teneur globale des fractions argileuses el pulverulentes dans les
noyaux alleinl. 28 %, cc qui depasse nettement In Thuile de 1.5 % fix&
an projel technique.
Cod s'explique, (rune part, par une teneur en ccs fractions dont le
materiau emprunle aux carrieres superieures h celle prevue au projet
et, d'autre part, par leur evacuation moindre de la mare centrale
( ;? 5 % an lieu des ; o % prevus).
Les resultals des eludes du materiau du noyau, effecludes a des
epoques differenles, sont donnes an Tableau 3 a, b, c.
Le Tableau 3 a caracterise Fetal du noyau dans In periode initiale
de sa consolidation.
Le Tableau 3 b caractorise Fetal des terres ayant sejourne dans le
noyau pendant. 4 A 5 mois en moyenne, A 1 0- 12 in de profondeur par
rapport A la surface.
La duree de consolidation du noyau facial. 27-39 mois pour la couche
inferieure (de 198 h 161,5 m); elle est egale de 12 A 27 mois pour la couehe
intermediaire ((IC 229 A i 98 in).
Cerlains &arts dans la composition granulomelrique noyau
existant entre les donnees du contrOle geolechnique et celles du forage
des puits peuvent, etre expliques par la difference du nombre d'echan-
tillons preleves pour calculer les valeurs moyennes.
La teneur en argile dans le noyau diminue avec l'augmentation du
niveau de remblayage de 13,o % pour la zone inferieure jusqu'A 2,5 0,;,,
pour la zone superieure du barrage.
La consolidation du noyau, surtout dans la premiere periode du
remblayage, s'effecluail lentement. Le poids specifique apparent du sque-
late sonde des maleriaux terreux elan habiluellemcnt egal a y?, = 1,10
1,15 OW au cours du premier mois. A la fin du deuxieme mois lc
poids specifique apparent atleignail = 1,42 l/m3 el t celle du
troisieme mois = 1,45 l/1n3.
Par la suite la consolidation du noyau conlinuait de s'effectuer
sous l'effet, du temps et de la charge, mais bien plus lentement.
La courbe de la consolidation et celle des variations de l'humidite
des lerres tin noyau sonL representees sur la figure 4 en fonction du
temps et de la charge.
On petit se rendre compte de la consolidation et de la plaslicite des
maleriaux lerreux du noyau egalement par la courbe de variations
de l'humidile, represent& sur la figure 4.
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? 19 ?
Tutu:Au
Valeurs naoyennes des caracteristiques geotechniques
des materiaux terreux du noyau.
a. It apres les recherche, effectuees sur le- ecliantillons.
preles sur la surface de la couclie consoltdtle au emirs du rembla?age.
Teneur to fractions "? )
Puke
lira?e rulentes.1rgi-
ornbre leuses. 0.05-
lenses.
de 0.005
mesures min. i0) ;Wu
'2 .00
110 4).0 11.0
610 it.it
Lotes
de
nivean taractenstiques
m geoteciattques.
1.)33 a
)41 a 21;
a 11,1.-,
j o
7.0
II, 3 72o I i
onibre
de
mesure-. it m
1100
frapres le- re, effectuees stir les etimitt Mons. Fele% du no% .tti
a raide des puits de forage dart% la p6rtode comprise entre nu, % embre lu)0
et mai 19-)i
Lataetettsttques
tzeotei. Lint:Nes.
Teneur
en Ira i Dons
Pul?iTu
Nombri lentes %via- Nombre :Nonsli i
de 0.05- lenses. de Ilumt tie
me- 0.903 WoRs).
L'humidile naLurelle des tichantillons prdlevds pendant la pdriode
du remblayage hydraulique h des profondeurs comprises entre 8 et 12 m
coIncidait en moyenne avec l'humidit.6 A la limite de liqui-
10
60
50
40
30
20
10
0
3
4
05-2,0
05 20um
t
02 -0.3 mm
6
10 20 30 40 50 50 70 60 .90 100 I/O 120 130 140 150 150 170 /60 1.90 200 2/0 220 ml'
2
Fig. 4.
Diagramme de la consolidation du noyau du barrage.
(1) 7,7, poids speciflque apparent du squelette sonde des terres (thms).
(2) P, charge moyenne (kghcm2).
(3) W, humidite (%).
(1) 1, temps en me.)
Consolidation diagram of dam core.
(1) 7,? weight of soil sceleton (thms).
(2) P, mean load (kghcm2).
(3) \V, moisture percentage.
(1) 1, lime in months.
ditd (Wuni = Worts). Enfln naturelle des echantillons de
terre preleves a des profondeurs superieures est, dans la majorite des
ens, inferieure a l'humidile a la limite de liquidild (W??i <
laani donne que l'accroissement moyen mensuel en hauteur, realise
par remblayage hydraulique, Omit de 2 it 3 in, on peut estimer qu'apres 3
ou 4 mois les tures du noyau se trouvaient d? en ?t plastique.
Les resullals oblenus en laboraloire out ele confirmes par in methode
de forage.
Lors des forages dans un noyau qui \Tema d'?e remblaye des
? bouchons ? se formaient conslamment jusqu'aux profondeurs de 6
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R.123 ? 14 ?
A to In, c'est-A-dire que In Lem penetrait sous l'effel de In pression dans
le tube de cuvelage.
Cc phenomene n'etait plus observe A des profondeurs superieures
A 8in, cc qui con tinne egalement qu'A ces profondeurs la term se trouve
dejh en eta plastique.
On a procede en 1955-1956 A tine sale d'investigalions afin d'obtenir
une evaluation qualitative de la resistance structurelle des terres du
noyau; ces investigations comportaient :
a. La determination de In densite d'apres la penetration d'un cone.
La penetration du cene pour des terms A structure intacle Mail de 1
A 1 mm. La penetration du cOne dans les memes tures (el i humidite
egale) mais A structure remaniee Ctaii environ Lrois lois superieure
el alleignait dans certains cas 7 a 10 nun. La penetration du cdne pour
des terres h humidile correspondant i la limile de liquidile etait
de I o mm.
b. La determination du module de glissemenl par In meLhode de
centrifugation.
Le module de glissement pour les echantillons A structure intacte
(A W=22,7 ?,/,), ysi = 1,56 t/m3, teneur en materiaux pulverulenls 25,3 00,
celle en argile 8,7 %) arta g = 3,59.1o7 dynes/cm2.
Pour unc structure remanide la valeur du module de glissement
mesuree an premier instant lombait A zero.
20 h apres on constatail un retablissement pallid de In resistance
struclurelle el le module de glissemeni devenail y = . los dynes;cm2.
Les recherches pour In determination de la resistance au glissement
des terres du noyau etaient mendes d'apres des methodes standardisees
l'aide d'appareils conslruits par le Professeur N. N. Maslov el
lc V. N. I. I. G. (1), avec utilisation des dchantillons A structure intacte
et remanide.
Dans Lous les cas on a oblenu des valeurs elevees de l'angle de frol-
Lenient interne, depassant. / > 270.
La valeur de la force de coherence elaiL egale A zero.
En plus des recherches suivant les mothodes slandardisees on a
egalement determine les caracteristiques de glissement des terres du
noyau en cas d'applicalion prolong& d'une charge horizonlale. Dans
cc cas la resistance au glissement. diminuait de 20 A 2
L'eLude de In compressibilild des terres du 'loyal' a montre que In
valeur de la deformation relative ? ? pour une charge correspondante
celle existunt en realite, tie depasse pas 6 %. 11 y a lieu de remarquer
que les deformations reelles noyau seront encore plus petites, car
au cours des recherches on n'a pas Lenu comple de In diminution de In
densile des echantillons au cours du prolevement de ces derniers.
Les mesures du coefficient de permeabilild du noyau ont ele effectuees
au cours du remblayage hydraulique (par le contrOle geolechnique),
ainsi qu'apres l'achevement des travaux de remblayage.
(i) Institut d'.etudes et de Recherches hydrolechniques.
? 15 ?
R.123
Les valeurs du coefficient d'impermeabilile du noyau oblenues d'apres
les donnees du contrffie geotechnique et celles resultant de l'etude des
echantillons preleves dans les forages variaient dans les Hittites suivantes :
de A. to-8 cm/s a A .to--8 cm/s.
On a adople, avec une eatable marge de securite, une valeur
moyenne du coefficient d'impermeabilito du noyau &gale a K du
noyau = A. to 1 cm/s.
Un faeleur important determinant le degre de slabilile de l'ensemble
du barrage est in valeur de la pression exercee par le noyau sur les
prismes d'appui.
Celle pression depend de la hauteur du noyau, du poids specifique
apparent du =Winn dont il est constilue et de la valeur du coefficient
de pression laterale du materiau du noyau.
Nous entendons par coefficient de pression laterale le rapport de in
conlrainle horizontale au point donne (cx) a In contrainte verticale (g),
c'est.-A-dire :
6.1.
= - =
It
oit
profondeur du point considere par rapport a la surface du noyau;
poids specifique apparent des terres du noyau.
La valeur du coefficient de pression lalerale vatic au fur et a mesure
de la consolidation du noyau.
Dans la premiere periode de remblayage, quand la Lolalite de la
pression exercee par le squeleac du noyau est transmise a l'eau, la
valeur de cc coefficient est proche de = 1,0. Au cours de la consoli-
dation du noyau la valeur de cc coefficient diminuc.
On petit juger du degre de consolidation du noyau d'apres in valeur
du coefficient de pression interstilielle K, egale au rapport de in pression
interstitielle mesuree A la pression intersLitielle maximum correspondant
au cas de transmission tolale a l'eau de la charge du squelette solide
des terres.
Lors de l'elude d'un grand nombre d'echantillons a structure intacle
ou reconsLiLuee, preleves du noyau, on a etabli in valeur du coefficient
de pression laterale en fonction du coefficient de pression interstitielle
=f( I%)
Comme il elaiL difficile de proceder A la mesurc direeLe des contraintes
dans le noyau, &Lie fonction a ele tarns& pour la determination du
coefficient de pression laterale.
L'eLude en laboratoire du coefficient ';en fonction du coefficient K
a ele men& a l'aide d'un appareil (construn par l'Ingonieur Barchevski)
permettant de mesurer in pression sur la surface laterale exercec par un
echantillon charge et la pression interstiLielle de eel echantillon dans
Feat' contenue dans les terres du barrage.
Les resulials de tons ces essais sont representes sur In figure 5 donnant
la valeur du coefficient de pression laterale en fonction du coefficient.
de pression inlerstiLielle.
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R.123 16 ___.
Comme on petit le constater stir cette courbe, la valour vane de o,
A 0,82, vatic dans des limites importantes, cc qui est. dft A In diversite
de la composition mecanique et aux divers degres de consolidation des
terres.
Pour in mesure de in pression interstitielle existante en realile dans
le noyau du barrage on a place 36 piezometres dans cinq coupes trans-
versales, correspondant A des profondeurs differentes du noyau.
38 W l2t1Vv
36.
34
32
21.
26.
24.
72.
20
to 1st-
8. 1
4- 1
2 IX
0
Ito
0 1 1 3 4 5 6 7 8 9 10 1112 12 /4 15 AS 17/8 19 70 21 22 23 14 15 26 77 21 39 10 31 32 t
4
Fig. 5.
Coefficient de pression laterale
en fonctionde in pression interstitielle : = f(1.).
(1) Coefficient de pression laterale.
(2) Coefficient de pression interstitielle.
Diagram of relation between coefficients
of side and pore pressures = (c).
(1) Side pressure coefficient
(2) Pore pressure coefficient
Les releves de ces piezometres commencees en fevrier 1956 out mont re
quo les niveaux d'eau (ou les pressions) dans les piezomelres sont
superieurs aux niveaux d'eau dans le reservoir de ramie ou A la pres-
sion d'eau dans le noyau, due au debit d'infillrations stabilise.
Les coefficients de pression interstitielle K out ete calcules d'apres
les indications de ces piezometres.
A la date du 2i juin 1956, le coefficient maximum de pression inter-
stitielle pour le noyau du barrage elait K = 0,23.
En se rapportant A in courbe (fig. 5) on petit calculer quo le coefficient
de pression laterale du noyau en juillet 1956 MAR au maximum du
noyau = 0,40. On pout juger du taux de decroissance de la pression
-- 17 ?
R.123
interstitielle en fonclion du temps d'apres les indications des piezo-
metres, relevees A des epoques ditlerenles, mais pour le meme niveau
d'eau clans le reservoir.
TABLEAU
Cotes absolues du niveau Wean clans les pidzonzetres (m).
N" Date.
des
piezo- Cotes du itiN eau d'eau
metres.
I .....
8 ....
9.
II.
1950
II juin. 6 oetolfre. 8 juin. 23 junt.
dans lc reservoir (m) 231.33. 231,33. 230,87. 230,27.
993 ,
9 .3,,
925,50
92o ,
921,66
o
?''1 ,
Ces donnees lemoignenl de in decroissance de la valour de la pression
interstitielle, quoique cc processus se doroule lentement.
BLGINIE D'INFILTRATION DU BARRAGE.
La position recite de la courbe de depression est representee sur la
figure 9.
On constale clans les limiles du prisme-appui superieur une perte
de charge tres faible, variant en fonclion de l'horizon tin bier superieur
entre 0,7 et i,io 111.
Le gros de in charge ( GS %) se perd dans le noyau.
On a constate au cours d'exploitation quo la construction du drainage
realise dans cc barrage assure d'une facon efficace la collecle et l'evacua-
lion de Loules les eaux d'inffilration.
Le debit. d'infillralion pour l'ensemble du barrage, mesure dans les
puns de col-U.1.61e des canaux d'evacualion des drainages a ete egal
A 1901/s pour un horizon du bief superieur de 230 A 232 in, Co qui
correspond A 0,13 lis par metre courant du barrage.
Les observations effectudes sur les variations de la composition
chimique de l'eau s'infiltrant. A travers le barrage ont monire que c'est
le sulfate de calcium qui est emporle en quanlites les plus grosses des
terres du barrage. La leneur en sulfate du calcium dans les materiaux
terreux du barrage est inferieure ou &gale A i %. Pour les debits d'infil-
tration observes, le tassement du barrage da a l'evacuation des sels
pendant 5o ans sera inferieur A 0,2 ?/0, CC qui lie presente aucun danger
pour l'ouvrage.
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R.123
? 18
STABILITE 1)YNAM1QUE DES 'MIMES DU BARIS1GE.
Pour les barrages en [erre i noyaux sablonneux el argileux, le rOle
decisif dans in stabilite seismique est joue par In slabilite dynamique
des terres du noyau, c'est-a-dire par lent capacile de conserver leur
structure sous l'efTel des forces seismiques.
De cc fait on a accorde tine tres grande attention aux recherches de
In stabilite dynamique noyau lots de Vehicle de Petat du barrage du
Minguetchaour.
Ces recherches out ? menees d'apres une melhode mise au point
par le Professeur N N ;11slov el dont le principe consistail A mesurer
A l'aide d'appareils speciaux l'acceleration du mouvement oseillaloire,
pour laquelle les terres eludiees commeneenl A perdre leur stabilile.
Celle acceleration est appelee ? acceleration Si. ismique critique ?
En comparant l'acceleralion seismique critique ? A l'aeceleralion
correspondanl aux indices seismologiques relenus pour la region du
site de l'ouvrage (a) on pent se faire une Wee de in stabilite dynamique
des terres dans les conditions considerees.
Les terres peuvent etre estimees comme stables si
2.
Le prelevemeni des echantillons de structure inlacte et remaniee
Pour l'olude de la slabilite dynamique du noyau du barrage de Alinguet-
chaour a ad effecLue en juin et junta 1956.
Dans les terres A structure remaniee, de faible densile (indice de
vides, n 4 i- i5 %) in teneur en fractions argileuses n'exerce pas
d'influence notable sur in valeur de Facceleralion critique.
Dans les terres A structure inlacle (dans les monolithes) A structure
coherente la -lemur en fractions argileuses exerce une influence decisive
sur leur stabilite dynamique. Ainsi avec l'accroissement de in leneur
en fractions argileuses de 5 a 21 00, pour un indice de vides n 41 0'0,
la valeur augmente de i 210 a 3 14o mill/s2 et A indice de vides,
n 15 % de 98o A 2 920 BM'S= respectivement.
L'accroissement de la valour a:r avec l'augmenlation da la Lemur
ea fractions argileuses entre 5 et to c% est parliculierment intense
(A Mice de vides constant).
Avec l'accroissement de in densild des terres mite dependance est
encore plus prononcee.
L'influence positive exercee par les fractions argileuses sur In slabilite
dynamique des lerres se trouvant dans les conditions de la consoli-
dation, que nous venom de constater, puma d'affirmer que Fedi fi-
cation des barrages a noyaux sablonneux el argileux est parfaitement
jusliflee dans les regions seismiques.
Tons les echantillons A structure inlacle preleves tin noyau du barrage
de Alinguetchaour que nous avons examines out nue acceleration
seismique critique superieure A 980 mm/s2. Un seisme d'indice 8 d'apres
Pechelle seismometrique correspond A l'acceleration a ---- Soo mm/s2.
-
- 19 ?
R.123
Par consequent le noyau du barrage, dans Fetal oji il se trouvail
en juin 195G pouvail "Ctre considere comme parfailement stable du
point de VBC de sa caracterislique dynamique.
Etna donne que la consolidation du noyau se poursuit, sa slabilite
dynamique conlinuera d'augmenter.
En plus des recherches sur la slabilite dynamique tin noyau nous
avons effectue des reeherches analogues sur les terres de la zone adja-
cente au noyau (nous appelons zone adjacente au noyau la bande elroite
du prisme intermediaire se trouvant au voisinagc immedial tin noyau).
La zone adjacente an noyau a Re formee an bord de la mare centrale
par des fractions de sable tin dont la composition granulometrique
variail dans les limites suivanles :
Fractions de o,1 a 0,25 nun, leneur 5i A o 00;
16 A 30 00;
to A 3o 00.
0,25 A o,5 mm,
0,1 A 0,1 nun,
Les investigations ont prouve que les terres de in zone adjacente au
noyau salurdes en can, prises separdment, lie possedent pas la slabilild
dynamique recherchee, mais sous l'effet (Untie surcharge exlerieure
exercee par le prisme d'appui (superieure A 2 kg/cm2) cites acqui.erent
une slabilile dynatnique.
La stabilite dynamique des terres des prismes exlerieurs caraelerises
par une grande densite et un coefficient d'impermeabilite Cleve West
pas sujelte a caution.
TASSEMENT DU BARRAGE.
Pour observer les tassements on a mis en place 12 reperes de pro -
fondeur, So rcperes de surface el 16 marques de repere. Etna donne,
les conditions dans lesquelles se deroulaient les travaux, la majorile
des reperes a pu etre installee apres la terminaison du gros des travaux
de remblayage du barrage et l'on a commence les observations sur ses
reperes an milieu de 1955.
Ce West que pour les ii reperes de surface inslalles sur la berme,
A la cote 223,50 in, que les observations ont old commencees a parlir
d'aoftt. 1951.
De cc fait on ll'a pas pu evaluer les tassements de l'assise et du corps
du barrage dans la periode initiale, quand cc processus s'effecluait de
in facon la plus intense.
D'apres les observations commencees en itoOt. 1955, le tassemeni
de la fondalion sous la crete du barrage etaiL de 3o a Go mm.
Le lassement du corps du barrage est egalement tres faible et vatic
entre 5o et 25o mm.
Par rapport A la hauteur de In couchc executee par remblayage hydrau-
lique, le tassement du corps du barrage est inferieur a o,5 %.
Le processus de lassement de l'assise et du barrage a ete pratiquement
acheve A la fin de 1956.
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-- 20 --
4. COMPARAISON DES CARACTERISTIQUES DU BARRAGE
PREVUES AU PROJET
AVEC CELLES OBTENUES EN REALITE.
Les donnees sur les caracteristiques geotechniques moyennes du
barrage prevues au projet et obtenues par investigations et mesures
figurent au Tableau 5.
Zone
du barrage
1.
I. Prisine extd-
rieur..
Prisme inter-
mediaire
3 Noyau.
4. Jonetion du
barrage avec
Passise.
5. Barrage
TMILEAL! 5.
Designation
de la
earacteristique
2
Poids spticifique apparent du
squelette solide des terms
Angle de frottement interne
Coefficient d'unperindabilitd
Grandeur de la zone en % de
In largcur du profit
Poids spdcifique apparent du
squelette solide des tures
Angle de frottement interne
Coefficient d'imperineabilite
Grandeur de la zone en %
de la largeur du profit
Poids spdcifique apparent du
squelette solide des terres
Angle de froltement interne
Coefficient trimperindabilitd
Coefficient. de pression latdrale
Teneur en fractions argileuses
o,005 min
Teneur cii fractions pulvdru-
lent es de 0,o5 o,005 inni
Grandeur eii de In largeur
du profit
Coefficient de glissement par
rapport a fassise
Ddbit spdcifique d'inlikration
Debit (I:infiltrations global
pour l'ensemble du barrage
Unite
ile
inesure.
3.
t
ki (cm s)
111,
/0
t nt3
?"
lk (cm s)
0/
/0
7,0
K (ems)
0/
/0
tg?
s par metre
courant du
barrage
Is
Sins alit
le projet
,S5
3I-31
0,01-0,3)
50
0,01-0,006
10
0.01
1 70
3
(1.111
10
1,57- 1,66
It) 27
0,001 0,000,
1,0 0,10- 0,.0,
Non prevue 8 -.1.f.,
15
10
0,10
600
21-9i
10
0,47- o,5o
0, i3
190
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R.123
Comme on petit le voir au Tableau 3, toutes les caraclerisliques
geolechniques se sont revelees etre plus favorables du point de vue
de in stabilite du barrage que cela n'a ele prevu du projel.
Les calculs de verification de la stabilite des talus executes
en 1955-1956 en tenant compte de l'etat du barrage d'apres les resultats
des investigations, ont donne les valeurs suivanles des coefficients de
securite de la stabilite des talus :
(Acid
Profit du barrage pour lequel pour
les caleuls out ete Micron', lc, condition, sins antes anoint.
mum du barrage II = 76 in. I Le- di'fa% ()rabies i t
Au lit do nem e. a hauteur maxi- Dexploitat ion
Sur la rive gauche, a hauteur i
maximum du barrage II -= iSiti I It'ex ploi ta t ion
et fondat loll en pente vet... le ( Les pin, defavorable,
bief aNal
Ces donnees montrent que le barrage possede in stabilite necessaire.
Les coefficients de securile de la stabilite se son'. reviles d'?e quelque
peu superieurs A ceux fixes dans les 'formes.
Les facleurs principaux suivants out contribue a l'accroissement de
In stabilile du barrage :
1. Le fait que le processus de In consolidation du noyau s'esl presque
tumble en '955-1956; ceei explique in stabilite dynamique du noyau el
l'abaissement de son coefficient de pression 'literate jusqu'a = 0,4 A 0,5.
2. L'impermeabilite plus e'er& du noyau par rapport A celle des
autres parties du profil k, de Prisnies ?
i nuati
3. L'accroissement de 6 A 10 00 de la densile el du poids specifique
apparent des prismes exterieur el intermediaire.
Ii y a lieu de noter que l'utilisation des coefficients de securile de la
stabilild plus faibles que ceux fixes dans les normes au cours de in
premiere periode de l'exislence du barrage a ete parfaitement juslifiee,
car elle a permis de reduire le volume des travaux el le prix de revient
du barrage de zo A 25
Coefficient
de seeurite
de la stabilite.
Talus
1,13
1,3o
asal
1.72
1.19
1,11
1.20
5. RE'GIAIE DE REMBLAYAGE
ET CONSTITUTION DU CORPS DU BARRAGE.
Le tableau de constitution du barrage construit A pa.rtir des lerres
sablonneuses et graveleuses se presente dans son ensemble de la facon
suivante :
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R.123 99
Le flux du melange boueux i sa sortie du conduit depose les fractions
les plus grosses ? les gilds et le gravier. Des regions de bassc pression
se forment dans les interstices des maldriaux i gros grains deposes;
les petites fractions, Mies du sable essentiellement, soul entrainees
dans ces interstices. C'esi ainsi que Sc forme le prisme extdricur cc:Institut*,
par des materiaux lerreux galas avec remplissage en sable.
Au fur et mesurc que les materiaux graveleux el a galas Sc trouvent
amines ei que la vitesse du flux diminue par suite de son epandage
commence le depal des fractions essentiellement. sablonneuses, eelui
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 60,6 0,7 0,8 0,9 0,10
2
Fig. G.
du sable fin augmentani au fur el i mesure de l'eloignemeni du parement
exlerieur du barrage. Cependani on pcul y renconlrer encore une
cerlaine quantile de gravier el de galels qui y soul apporles par des
flux boueux concenlrds. Celle zone est appelee prisme inlermediaire
du barrage.
Enfln un noyau se forme dans la panic centrale du barrage par suite
du depal dans la mare des maldriaux en suspension s'ecoulani des
plages d'epandage. Une certaine quantile du sable a granulomdtrie
fine el moyenne penetre egalemeni dans la mare, en y elanl apporld
par des flux boueux concentres.
Les observations Niles sur la composition des maldriaux deposes
dans le noyau oui montre que in teneur en fractions pulverulenles el
argileuses reste pratiquemeni conslanle suivanl la longueur du barrage,
-- 93 R.123
independamment de in longueur du parcours des fractions des terres
dans la mare. Dans le seas transversal du noyau la leneur en materiaux
pulverulents et en argile yank! faibleMent.
La composition des terres paiarant dans in mare el en particulier
rapport dans In mare des fractions sablonneuses out joud un rale ddcisif
dans in formation du barrage.
Lors du remblayage du barrage, El des cotes du niveau peu aevecs,
Oil observait parfois un arra de in formation du noyau. Les obser-
vations sun In formation du ito au no emirs de l'ex&ution des travaux
se faisaient en mcsurant In profondeur de in mare. On utilisait pour ees
mesures title perehe de contrae i l'extraniti, de laquelle Ctait fixd un
disque metallique de I "ii) num de diamare, pesant $,2 kg. La profondeur
de la mare aail con\ entionnellement assimWe a In profondeur de
l'immersion libre de In perche de ?nitrae. Dans les conditions normales
in profondeur de la mare restail inferieure a1,o in.
Pendant certaines periodes In profondeur de In mare augmentail
jusqu'a 1,5 in et par endroits isoWs il Sc formait des trous atteignant 6 m
de profondeur.
Ceei tanoignait de l'insullisance d'apport dans la mare des fractions
conslituant le no )au. On lultait avec succes contre cc phaiomene en
augment ant la teneur en sable dans le inal6riau initial.
Dans les ens oji l'on observail dans le noyau une imp grande accumu-
lation des fractions argileuses on avail recours aux procedes suivants
pour dliminer l'argile excedentaire :
Une diminution de la largeur de la mare jusqu'a Go % de la largeur
du noyau prevue an projel;
? Un abaissement systemalique important de l'horizon d'eau dans
la mare el son rincage a l'eau claire.
Au fur el h mesure de Pelevation des cotes du niveau de remblayage
on a en Poccasion d'observer le phenomene contraire : In profondeur
de in mare s'est mise a diminuer d'abord jusqu'a 0,5 el ensuile meme
jusqu'a o,3 m.
Ceci s'explique par l'existence d'une liaison delerminde entre la
longueur du parcours du m?nge boueux el Papporl des fractions
sablonneuses dans in mare.
Le flux boueux en sorlant du conduit Sc repand en eventail dans
in plage d'epandage. Plus le parcours du melange boueux esi long,
plus le flux se lrouve repandu et, par consequent, sa vilesse et sa capacile
de transport soul. d'aulant plus petites.
A des cotes de niveau plus &levees, grace a une plus grande capacite
de transport du flux, l'apporl el le depot des fractions sablonneuses
dans in mare augmentent el le depot du maleriau pulvdrulent et de
l'argile diminue.
Lorsquc In cote de remblayage a atteinl 215,0 in il a ele ndcessaire
de prendre des mesures speciales pour lutter contre l'apport dans le
noyau du gros sable et du gravier.
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R? 123 ? 24 ?
Si au colas du remblayage de in partie inferieure du barrage (au_
dessous de In cote 210-215 in) dans in majorite des ens les Mulles de la
mare coIncidaient praliquement avec celles du noyau, a des cotes plus
eleNees il s'St revele necessaire d'elargir In mare de i 5 a 2 5 m de part
et d'autre des Mulles du noyau, Min de later contre l'apport de grosses
fractions dans in zone du noyau.
Au fur eL a mesure de in diminution de in largeur du profit (a In cote
de rerablayage 229,o m) les Mulles de In mare out commence h se
rapprocher des talus exterieurs.
La formation du noyau par remblayage hydraulique bilateral s'est
revel etre impossible pour celte largeur du proffi (62 a 6 i m).
11 s'ensuit qu'au-dessus de in cote de 929,O m le barrage a die ret bla e
hydrauliquernent, mais sans utilisation de In mare. Quand le barrage
a atteint In cote de 23 5.0 m on a crease dans sa partie centrale a l'aule
d'un excavateur tine tranchee de 6,0 in de profondeur en =Mull h nu
in surface du noyau deja execute. Ensuite cette tranchee a ele comblee
par un maleriau de granulometrie fine, analogue par sa composition
no material' du noyau. Le noyau du barrage a ele Porte par cell'.
methode a in cote de 9 35,0 01.
On peal lirer de cc qui yield d'?e (Iii que lors du remblayage hydrau-
lique du barrage de Minguetelmour on a Cu recours aux mesures piaci-
pales sui? antes pour assurer la (waffle recherchee du noyau du barrage :
I. ContrOle de la composition du maleriau initial amene dans les
plages d'epandage;
2. Diminution de la larger de In mare par rapport a colic du tu*au,
prevue au projet, el rincage de la mare a l'eau claire lors de l'accumu-
lation excessive des fractions argi1eus8;
3. Augmentation de la largeur de In mare en cas d'apport dans le
noyau d'une (pantile excessive du sable.
En plus de mesures enumerees on pouvail agir sur In formation du
noyau et dans one certaine mesure sur celle des prismes intermediaires
par modification des valeurs du debit el par le reglage du flux boueux
s'ecoula1 t. sur les plages d'epandage (en elargissaul ou en retrecissant
le aux par les panneaux direcleurs mobiles).
Cependant pour des raisons diverses on n'a pas Cu recours a ces dernieres
mesures lors de Verection du barrage du Minguelchaour.
Le debit du melange boueux de% erse dans les plages d'epandage ,
restail constant Q ?-,- I,o 1113"s (conditionne par le rendement. de l'engin
suceur).
6. SURaEVNITON DU BARRAGE.
Grace a In haute qualile des travaux executes il est devenu evident
dila en cours du remblayage que les caracteristiques
geotechniques
obtenues pour le barrage in lerre soul superieures cellos prevues au
? 25 --
R.123
projet et que les coefficients de securile de la stabilild se trouveront
etre superieurs a ceux fixes dans les flumes au moment de in conso-
lidation du noyau sur bole sa hauteur.
En partani de ces considerations on a envisage la possibilite de sure-
lever to barrage et d'elever l'horizon du reservoir. A cc moment le
barrage a alleint la cote de I m et, par consequent., in surelevation
du barrage ne presentait pas de difficultes au point de vue des travaux.
Les calculs effeclues out confirme la possibilite technique el l'avantage
economique de in sureleN (Ilion de la crete du barrage de 1,0 in.
Au prix d'une augmentation pm importanle des depenses de premier
Clablissement la production annuelle de la centrale hydraulique
augmenlerait de I 1)0 millions de kilowattheures el In puissance
garantie de I 5 001) kW.
Le prix de revient de l'energie complemenlaire oblenue a la suite
de la surelevalion du barrage se trouvait etre presque deux lois moindre
que le mix de re' lent de la masse principale d'energie.
La surelevation du barrage de m a ele realisee par accroissement
de la penle du talus aval au-dessus de In cote de 217,50 In. L'inclinaison
du talus amonl n'a pas ele moth flee. Apres In surelevalion, In hauteur
table de la pantie du barrage se trouvant dans le lit du fictive a
anehit 80 10.
La surelevation du barrage et la modification de la pente du talus
aval out entraine In deviation de l'axe du noyau dans sa pantie supe-
rieure vers le bier mai (fig. 3).
7. CONCLUSIONS.
Les donnees recueillies no cours de l'elablissement du projet, de la
construction el des recherches effectuees sur le barrage de 111inguelchaour
out porous de tirer les conclusions et les generalisations essentielles
suivanles :
1. Le barrage de 80,0 111 de hauteur realise pour In premiere lois
par voie de remblayage hydraulique on mutanl des materiaux sablon-
neux et granuleux est tin ouvrage, permanent, a slabilite suffisante
dans les conditions de seisine d'indice S.
2. Le remblayage hydraulique experimental des modeles effectue
une &belle semi-industrielle a permis de mellre au poin1 des recom-
mandations sun l'execution des travaux de remblayage hydraulique
el d'atablir un projet (le barrage ropondant aux conditions existantes
en realile.
3. Le barrage execute par remblayage hydraulique en parlant des
maleriaux sablonneux et granuleux est caracterise par l'exislence de
rois zones : des primes exterieurs el inlermediaires constiluani l'appui
du pro Ill du barrage el do noyau impermeable. Les dimensions el les
caraclerisliques geolechniques de ces zones dependent de nombreux
faeleurs dont les principaux soul les suivanls :
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? 96 ?
a. La composition du materiatt terreux initial;
b. La methode C'execution des travaux;
c. Le regime hydraulique maintenu dans les plages d'epandage et
dans la mare.
4. La composition granulometrique du materiau terreux initial
utilise tors du remblayage hydraulique dolt permettre In formation
d'un profit stable el impermeable du barrage el salisfaire aux conditions
du transport hydraulique.
La terre tains& pour le remblayage du barrage de Alinguetchaour
(lemur en gravier, 3o A 40 %; en materiaux pulverulents et en argile, 7%)
repond a ces conditions.
Un accroissemenl de la teneur en gravier dans le materiau initial
tout en n'amelioranl pas les caracteristiques geolechniques du prisme
extdrieur rend plus difficile le transport de cc materiau par des engins
suceurs. ?
5. Lors du remblayage du barrage Italiani des terres graveleuses
el sablonneuses ii flint aceorder une attention Witte particuliere A la
formation du noyau. En plus de l'impermeabilite ii rata s'efforcer
d'oblenir un eta plaslique et, pour les regions soumises A des secousses
seismiques, d'assurer egalement in stabilite dynamique du materiau
du noyau.
En calculani ces barrages il Nut tolerer in diminution des coefficients
do securito de la stabilite fixes dans les normes au cours de la premiere
periode d'existence de ces barrages.
6. La leneur en fractions argileuses dans to noyau el dans les Mulles
de 8 A 12 % n'a nullemeni exerce d'effet nefaste sur ses proprietes,
mais a tame accru son impermeabilite el sa stabilito dynamique.
L'accroissement de In leneur en argile du noyau a apparemmeni
retarde sa consolidation; cependant pour les cadences de remblayage
pratiqudes (accroissement de la hauteur de 2 A 3 in par mois) to barrage
avail une stabilite suffisante dans la periode de la construction el au
moment de l'aehevemenl des travaux lc processus de la consolidation
du.noyau a die tumble sur la presque lotalite de sa hauteur.
7. L'effel favorable exerce par les fractions argileuses sur la stabilite
dynamique du noyau permel de recommander la construction des
barrages A noyau central sablonneux-argilcux el des prismes d'appui
sablonneux-graveleux dans les regions soumises aux seismes.
S. L'experience d'exploitation du barrage pendant qualre ans a
confirme to bon fonctionnement du type de construction choisi pour
les installations de drainage, in haute qualile de la jonclion du barrage
avec l'assise et les galeries de derivation en beton amid el les conduiles
du fond, traversani le barrage.
REsumt.
Des couches stralifiees d'argile el de gres Sc trouvent dans l'assise
du barrage. Pour in premiere fois dans la pralique hydrotechnique le
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? 27 ? R.123
barrage a ele execute par remblayage hydraulique A partir des materiaux
sablonneux et graveleux. Le remblayage hydraulique experimental
execute sur des modeles a permis d'etablir un projet du barrage reponclant
aux conditions existant dans la realite.
Grace A in qualite excellente des travaux ii s'est revele possible de
surelever lc barrage de 76,0 A So,o m sans modifier la largeur de ses
fondations.
D'apres la composition des materiaux terreux, le profit du barrage
se reparlit en trois zones : les prismes exterieurs el internuidiaires el lc
noyau. Les prismes exterieurs ci intermediaires constituent l'appui
du profit. Le noyau esl l'element impermeable principal.
Les prismes exterieurs stmt constitues par un maleriau graveleux el
A galas, doni les interstices sonl remplis par du sable.
Les prismes intermediaires sont formes par du sable avec inclusion
du gravier et des galets.
Les prismes exterieurs el intermediaires sont caracterises par un
poids speciflque apparent Cleve du squelette solide du materiau (pour
les prismes exterieurs = 1,90 A 2,o OW, el pour les prismes inter-
mediaires -(.?/ = 1,66 A 1,7i t/m3) et une impermeabilite relativement
'Heyde (Ki 0,01 cm/s).
Le noyau on materiau sablonneux est constilue par des fractions
de terre apporldes par le flux boueux A partir des prismes exterieurs
el inlermediaires. Le noyau a une composition heterogene el contient
en moyenne 25 % de fractions argileuscs el pulverulenles.
La consolidation du noyau s'effectue lentement. Trois mois
apres to remblayage le poids speciflque apparent du squelette solide
Ctait y, = 1,45 0113; la terre acquiert A cc moment un dial plastique.
Sous l'etTel du temps el de la charge exercee par les couches supd-
rieures 3o A 36 mois apres, le poids specifique apparent du squelette
solide du !loyal' alteint y?, = 1,66 l/m3.
Le coefficient d'impermeabilite du noyau K = A. to-4 cm/s, cc qui
temoigne d'une impermeabilite elevee du noyau. Le debit total d'infil-
[ration A travers be barrage est egal A i oo lis, cc qui correspond A un
debit specifique de o,131/s par metre courant du barrage.
Dans la poriode initiale la valour du coefficient de pression laterale
du noyau esi proche de i,o.
Au fur et A mesure de la consolidation in valour de cc coefficient
tombe A o,
Le materiatt du noyau a une stabilite dynamique (Heyde el no perd
pas sa stabilite pour une acceleration = Soo nun/s2, cc qui correspond
l'indice 8 de l'echelle soismologique. On conslate que la presence des
fractions argileuses dans le noyau dans les limites de 5 A 10 % augmente
la stabilite dynamique de cc Cornier.
Le lassement du corps du barrage est faible el restc inferieur A o,5 %
de In htiuteur de In couche executee par remblayage hydraulique.
Les calculs de controle de la slabilite des talus tenant comple de
Fetal du barrage A l'epoque de l'achevement de sa construction out.
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R.123
_ 8 -
montre que les coefficients de securite soul superieurs dans in majorite
des cas examines aux conditions fixees dans les normes.
Pour assurer au barrage la qualite necessaire on a constamment
controld au cours des travaux In composition des maleriaux lerreux
amends dans les plages d'epandage.
En oulre, in qualite du noyau a ele reglee par les variations du regime
hydraulique dans in mare (par l'augmentalion et le resserrement de in
largeur de in mare).
L'experience de Ferection du barrage de Minguelchaour permel de
recommander les barrages executes par remblayage hydraulique A
parlir des lerres sablonneuses, et graveleuses, A noyau central comme
des ouvrages Ors, permanents el economiques.
Les barrages ainsi construits peuvent trouver une large application
dans les regions soumises aux secousses seismiques.
La construction adopt& des installations de drainage, execulees
en blocs creux en beton, s'est revelee etre economique et peut etre
largement utilisee dans les regions oft Von tie trouve pas de pierres
nalurelles.
SUMMARY.
In the foundation of the hydraulic fill dam there are alternating
layers of clay and sandstone. First in the hydro-construction practice
the dam was filled with sandy-gravel sills. The experimental filling of
dam models enabled to draw a project according to actual conditions.
Due to good quality of construction an opportunity appeared to
increase the dam height. from 76 to So in without changing foundation
width.
According lo soil composition the dam profile is divided into three
zones : external, intermediate prisms and core. External and inter-
mediate prisms are support part of profile. Core is a basic water support
element.
External prisms are made of gravel and pebble silts, pores of which
are sandy-filled.
Intermediate prisms are made of sand with gravel and pebble.
External and intermediate prisms are characterised by high volume
weight of soil skeleton (for external prisms = 1.90-2.0 1/m3, for
intermediate y, = 1.66-1.74 l/m3) and comparatively high permeable
to water (K1 = 0.01 cm/s).
Sand soil core is formed from soil particles, washed out of external
and intermediate prisms. Core composition is not homogenous and
contains at average 2 8 ?/, of clayey and pulverised fractions.
The consolidation of core is slow. Three months after filling volume
weight of skeleton is y?, = 1.45 1/1113, soil becomes plastic.
Under the influence of time and load of upper-filled layers,
after 30-36 months volume weight of core skeleton reaches y?/ = 1.66 tim3.
The core filtration coefficient K = A. o-4 cm/s, which testifies
_ 29 _
R.1.23
about considerable waterproof of the core. The general filtration
losses through the (lain are 190 Its, which is 0,131/s, per one linear metre
of the dam.
In the initial period of time the value of core lateral pressure coeffi-
cient is about !;? =
During the consolidation the value of this coefficient is reduced
to = o.4.
Core soil has considerable dynamic stability and does not loose its
stability at the acceleration of = Soo mm/s2, which corresponds wind
force 8 by seism. It is known that clayey particles in the core ranging
from 5 to io % increase its dynamic stability.
Settling of dam body is small and does not exceed 0.5 % of height
of filled layer.
The lest calculated estimates of slop ' stability, taking into consi-
deration dam stale to the end of its cot. Cuc t ion showed that reserve
coefficients in many cases of calculation exceeded requirements.
Soil composition, conveyed to the site ( filling, was being constantly
regulated during construction work to in: ire good quality of dam.
Besides, core quality was being regulated by means of changing
hydraulic regime in the pond (by narrowing and extending borders of
the pond).
Experience gained in the constructions of the Mingechaur dam
enables to recommend filling dams with sandy-gravel silts and central
core as a reliable, durable and economic construction.
Dams of such structure may find especially wide use in seismic regions.
The used structure of drain devices, made of hollow concrete blocks
is economic and may find large use in the regions where natural stone
is lack.
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
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PARIS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Qual des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprirne en France.
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COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 124
QUESTION N? 21
A. N. ADAMOVITCH
(U. S. S. R.)
tPREUVE
Reproduction interdite
GROUTING, DRAINAGE AND MEASUREMENTS
OF DEFORMATIONS ON THE CONCRETE DAM
RESTORED AFTER DESTRUCTION (*).
ADANIOVITCH A. N.,
Eng. Master of Science.
INTRODUCTION.
In the World War II by the end of 1943, the dam was severely
damaged and many spillways were blasted and the power house
was ruined completely. The lock gales and operating capstans were
exploded.
The Government of the U. S. S. R. took the decision to restore the
power plant. Restoration work started in the difficult war time
conditions and was con4ucted by soviet engineers.
For the purposes of reconstruction work the required examination
has been made of the stale of the concrete masonry and of the foun-
dation and observations of the uplift and percolation have been carried
out. The results obtained were made use of for the estimation of the
degree of preservation and of the stability of the structures. The
(*) Injection, drainage el rnesure des deformations dans un barrage restaure apres
destruction.
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R.124 ? 2 ?
resulting data of uplift observations in the concrete and in the foun-
dation of the dam, as well as the percolation testing of the scam between
the concrete and dam foundation, and also the results of detailed study
of the bore cores, taken from the grouting curtain zone, made it possible
to draw a number of essential conclusions, which are considered below
In this report.
The above mentioned work has been carried out under the author's
supervision on the site of construction.
I. ? BRIEF CHARACTERISTIC
OF THE DAM FOUNDATION.
?3---R.124
disturbed regions in the rock, where in the course of examination with
compressed air considerable permeability was observed, as well as
emergence of air on the surface and in the adjacent borings. The
location of these regions has been determined, and later on confirmed
in the consequent work of grouting the foundation.
In working out the trench (in the middle channel) three more vertical
tectonic fractures have been discovered, parallel to one another and
at a slight angle to the direction of river flow. The two of these were
The foundation of the dam is presented by granite, gneisses of high
strength (over I 3oo kg/cm2 at a mean volume weight of 2.59) and
Fig. i.
Cross section of the dam.
Coupe transversale du barrage.
but slightly fissured. In. the period of geological investigation, that
preceeded structural work, attention was drawn to the presence of two
Fig. 2.
Tectonic fissure in the foundation area.
Fissure leclonigue dans les roches de fondalion.
of appreciable width (sec photo on figure 2 and 3). The clearing of
these fissures was performed to the depth about 7 In but the zone of
solid rock was thereby not reached. The fissures were then cleared
from clay and disintegration products, were filled with concrete and
subsequently grouted.
In order to improve the stability conditions of the dam against slip
the surface of the rock was in the course of trenching subjected to
special finish so as to secure a staggered uneven form. Below the toe
of the dam a recess was made so as to create a support about 2 in
high against the rock. The length of the deepened part was
about in (fig. 1).
At the same time as the trenching proceeded investigation boring
was carried out, accompanied by examination of the walls of the boring
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by means of a periscope. The number of investigation borings used
to be prescribed in accordance with the results of their testing, howeN er
not below 2 for one spillway, namely, one in the upstream part of the
foundation to the depth of 3o in and the second-in the downstream
Fig. 3.
Tectonic fissure in the foundation area.
Fissure tectonique duns les roches de londation.
part to the depth of 20 m. In the testing of borings the air pressure
was prescribed on the basis of o.25 atm/c m of sinking of the seal from
the rock surface.
II. ? RESULTS OF GROUTING THE FOUNDATION
IN THE PERIOD OF CONSTRUCTION OF THE DAM.
Before placing concrete the upper layers of the rock were subjected
to grouting from borings up to 8 in deep, located in rows in chess-board
order. The grouting comprised chiefly the upstream part of the foun-
dation area; only in separate cases it was extended to the full width
thereof in dependence from the quality of the rock revealed.
After placing concrete in the clam body to a height of not less than S m
borings through it into the rock to the depth of 3o in were made,
destined for creating a continuous grouting curtain under the total
length of the dam at the distance of 3.62 in from the upstream face.
A single-row curtain was foreseen by the design with a distance of 3.25 in
between the borings for the first stage of construction and with subse-
quent location of the second-stage borings in the distance between
the earlier borings. However the practical work procedure has shown,
that instead of the thus determined 8 borings per spillway it proved
in many cases necessary to bore and grout a much higher quantity
up to 2o borings in certain spillways, arranged in 2-3 rows.
To both sides of the grouting curtain at a distance of i in in the
upstream and downstream directions, as well on the axis of the curtain
itself three borings 8 in deep were made in each row, which were grouted
in the first place before placing the concrete, i. c., before the accompli-
shment of the deep grouting.
The spacing of the holes in the upstream row was 2.75 in and for the
middle and downstream rows ? 3.10 in. The destination of these 8 in
borings was for strengthening the conjugation zone of the 3o in grouting
curtain with the dam body in the region, where the percolation gradients
are of the maximum values.
The drainage of the dam body was secured by means of a system of
vertical holes 15 cm in the diameter, located at a distance 6 in from the
upstream face and 2 m from each other (see pipes a on figure 1). The
drain system is connected with the upper and lower inspection galleries
and has an outlet into the tailwater. No drainage was made in the
clam body below the lower inspection gallery, as well as in the foun-
dation.
For the purpose of observing the state of the percolation flow under
the dam control borings were made (see 1), fig. i) 2 borings per spillway
from the upper inspection gallery into the foundation layers to the
depth of 3o in below the clam base.
The grouting of the foundation began in 1929, before placing concrete,
by means of borings 8 in deep, 56 ram diameter, arranged in chess-
board order at distances of 2.75 in. For injection a pneumatic injector
was used, working at pressures from o.5 to 1.5 atm. Mortar with
cement-water ratio from i : I to i : 2 was used. The mean cement
consumption per boring was i 53 kg or 19.1 kg per running meter of
the boring.
The grouting of the 3o in borings, 15 cm in diameter, was accom-
plished through the concrete under the pressure up to 7.5 atm by three
hydraulic method with mortar circulating in the bording, in the order
of ascending zones. Before grouting each boring was tested with
regard to air permeability. Grouting was regarded as finished, if in
the course of to mu the decrease of pressure in the boring did not
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R.124 ? 6 ?
exceed 15 % of its given initial value; in the negative case new borings
were made and grouted until the required favorable result was obtained.
Of considerable importance are the results of grouting the foundation
in the regions of the 5 large tectonic fissures, mentioned above. In
the location of these cracks very disturbed rock was met with signs
of metamorphized granito-gneisses, and cavities also were discovered,
filled with sand, which made it necessary to accomplish the grouting
very carefully and to inerease the thickness of the curtain in certain
regions up to 2 or 3 rows of borings, as it is shown on figures j and 5.
12000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
?
I I I
??
Cross section
Plan of holes
0 ? ? dam to a depth ranging from i to I 0 in
Uplift pressurepn the:foundation plane \vas assumed to be 0.1ifi of the
full uplift pressure. It was assumed also that the uplift int ensit:\
varies linearly to tailwater at the toe (trapesoulal diagrams).
For observation purposes a measuring section with five piezometers
hi it was installed in the (111111 \II the pievometers were led into the
inspection gallery. h steel tubes were used for these piezometers.
The piezometer intakes were made as wooden boxes 6.2 in long,
0.1 in high, n, in wide itig. I)
Measurements by means of a plummet lime been made regularl
up to 19,1o. Besides this another ins estigations by pumping out
R.130
(or (lewatering) the piezometers with subsequent observations for
reestablishment of the original water levels were carried out in 1921)
and in I. The graphs of tilling the piezometer tubes are plotted in
figure 2. The heavy dolled line in this figure represents the uplift
pressure assumed in the design.
Examination of these diagrams shows that the actual value was
somewhat lower than that of the assumed one; it also shows that, the
grout curtain proved effective.
///
0
2
6
8
10
12
14
16
18
2
3.3 4.7 25--t*2,5
I f0 9 8
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11111111111
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01.1111MININIUMINIMMI
r MIIIMIIIMOMMIIMMO
MIMIMMINISIMENIMal
:IIIIIIIIIIIIIIIIII
111421111111011111211911.11
1933
l'ig.
(a) Uplift diagram assumed in the design
1-9, 0-9 Uplift pressure diagrams plotted in accordance with records afforded
by piezometer readings in different limes after pumping out the piezometers
(a) Rpure de sous-pression accept& par le pro/el
1-9, 0-9. Rpures de sous-pre.ssions porlees d'apres les donnjes des pie:ontelres
pour dillerenles periodes apres pompage
2. Ururrr PRESSURE INVESTIG \ TIONS ON A D \ M IN TIIE MIDDLE P SIlT
OF TIIE U. S. S. R.
This dam was constructed during the years 1927-1(po. The concrete
dam is of the straight gravity type with overall crest length of 327111,
maximum height of 20 m and maximum head of 13 m. The spillway
in the central part of the dam consists of fourteen gate openings
S x 5 in each. The inspection gallery 2 x 2.5 In constructed over
the whole length of the dam has an elevation of 25.0 m.
The bed rock consists of highly fissured karstified dolomites.
Consolidation grouting was done over the entire foundation area,
while under the cutoff wall at the distance of 2 m from the upstream
-
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face a grouting curtain was drilled to a depth of 19 in. A drainage
fistein consisting of vertical holes drilled to a depth of 9 in into the
foundation rock was provided downstream of the grouting curtain.
These drainage wells discharge into the inspection gallery.
38.0
360
34,0
32,0
30,0
28,0
26,0
24,0
22,0
20,0
18,0
16,0
14,0
12,0
10,0
6,0
4,0
v37.50
(1) Block No. 6 = Plot no 6
(2) Block No 10 = Plot no 10
(3) 00 "? uplift pressure = Sous-pression too 00.
(4) compacted clay = Argile col:wade.
Additional, so-called observation holes, sixty one in number, were
drilled for the purpose of uplift pressure observations. Alorem cc,
forty four drain holes could have been used for the same purpose.
Uplift observations, however, encountered difficulties. The holes
were not located on transverse cross sections. Some of the holes
clogged up during the construction period and thus became inoperative.
Observations for uplift pressure began in October, 1999, and continued
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-- 6
UI) to 1933. Since that time observations lime been made irregularly
and finally ceased.
The location of holes in plan is shown in figure 3. Uplift pressure
diagrams for spillway dam foundations (two measuring sections :
one in block No. 6, the other in block No. 10) are slum n in figure 4.
Figure 5 shows diagrams of uplift pressure in foundations of right-bank
and leftbank non-overflow (loins (one measuring section in each).
1 2
ihg.
(1) Cross-sect ion of I he leftbank non-ltverflow ha iii.
Section do barrage mins deorrsoir dr In rwe gauche.
cross-section of the righthank 11011 overflow dam.
Le menu. de la rive (kWh-.
(3) t oo % uplift presw cc0 0? yb soas-pression.
( 2 )
v 26.62
These data on uplift pressure were obtained in December, 193'.
waier level variations in most of the holes for the time of observations
reflected variations of water surface elm ations of the headwater.
The analysis of uplift pressure diagrams does not permit to judge the
effectiveness of the grouting curtain along the structures. It seems
evident that in some places the gropting curtain has partly failed after
some years of exploitation.
3. "UPLIFT PRESSURE INVESTR. Ttov., (1.; I)o/ IN
PART OF TIM USSR
Till,. SOUTHERN
This darn completed in 1931 was erci ied on a sound granite-gneiss
bed. The foundation rock of the (lam site is intersected by several
tectonic fissures. The dain is of the cur\ ('Cl gravity overflow type
with the crest length of 75? m 011(1 maximum height of 62.5 in. The
1
? 7 ?
R.1.30
spillway consists of 47 gate openings each 13.o in wide. The discharge
er the spillway is controlled by means or sluice gates. The head of
the spillway crest before the war was assumed to be 9.20 in. A grout
curtain about. 35 in deep was drilled under the upstream toe of the dam.
Foundation drainage was not provided for in the design.
2
lig. I.
(1) Block No. 20 =2HW no 20.
(2) Block No. 16 = Plot no 16.
1,55 5,20 5,2 5,2 5.2 5,2 5,2 5,2 1,55
U
5
10
15
20
25
30
35
1,10
45
4
.
- , --
51
11,9-
-
--
86
?
--
2
I
I. 8518
119
Fig. -.
(1) 1-lead in meters = Chute en metres.
(2) Uplift pressure diagram lssumed in the design.
1..cpure de sons-pression accepter par le pro jet.
For uplift pressure observations two measuring sections, one in
block No. 16 and the other in block No. 20 were installed in the darn.
The measuring section in block No. 20 had eight piezometers. Steel
pipes 2.5 in. in diameter were used for these piezometers. The intakes
of the piezometers were made as wooden boxes O.2 x 0.2 x o.2 m
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R.130 8
tilled with gra' el All the piezumeters NN ere led into the upper galle,
each lithe ha?ing two liendings at right angles The measuring sectoli,
in Block No. 16 had on1 1??o piezoineters The location of piczometer,
in both measuring sections is shown in figure I,. Measurements ol
piezometric water levels Were Illade it of a plummet. Svsti
mati?ibserN adults began in ,, 1,01. and continued up to orb!
20,9
71 5,20 13,4
' ..???
????
........
lig
I Oft pressure diagram assumed in the design
ijliI e b mms-presstem accept& par it timid.
War 11 S uplift diagrams for block No. 20 while figure 8
slums sinnlal diagi am for block No. lb. The high uplift pressure
observed in blot 1, No 16 higher than that of the design one, accounts
as it was found old \ in 1,111 for the presence in the zone of tectonic
fissure of hight, porous chlorite shists which caused local failures of
the grout curtain During wartime the dam and the uplift measuring
equipment were ompletely destroyed.
I'1)1.11."1' PlIESSI'1117.
AFTElt \VOlt1.1) IN'Ali It.
I. Upurr PliESSUIth IN \ I S Fin s ()N A 1.) 1M IN THE NORTH 01: THE
CENTIt 11. P %wr 01 TIM. 1 S. S. 11.
This power I'lant is situated in severe climatic conditions where
'Winter temperature ma go down to 'o,f) C below zero. The concrete
Declassified in Part - Sanitized Co
A
PP
df
ease
?
-- 9 ?
R.130
structures of this project are founded on a narrow sandstone formation
stratifing almost vertically. Upstream and downstream of this
formation which runs along the axis of the dam the foundations are
the weaker argillaceous rocks consisting of argillites and allevrolites.
The power house, spillway section and leftbank abutment are of
the " box " construction. Six measuring sections each having 4
to 5 piezometers were installed in the structures. The total number
of the installed piezometers was 28, of which u have failed, by the
time systematic observations were commenced (195o). All piezo-
V410 I
OS
V400
V 395
V 3g? I
V355
380
V 375
V370
V 365
450
409
3741 111 371.5 \
12365,
?1400--
2200
3050
Fig. 9
(1) Axis of dam = .4.re do barrage
(2), (3). (4) Piezomelers
meters were led into the crest of the dam and protected with metallic
covers. Steel tubes 25 to 32 mm in diameter were used for the piezo-
meters. The greater part of them had several bendings. Unfortu-
nately almost all the piezometers of this type have failed in the course
of time. Efforts to repair them by flushing water, air, etc. were
unsuccessful. In winter when the weather was extremely severe
some of the piezometers were frozen, and thawing them always Look
much Lime. Measurements of piczometric water levels using simple
plummets were made in summer time. In 195:). the records were
checked by electrical devices. The difference in records afforded by
both mcaruments was negligible. The grout curtain was not drilled
into the dam foundation. In order to reduce uplift pressure acting
on the base of the dam a thick layer of clay, forming an artp.roli, was
310.
5 - r 2014/04/14: CIA-RnPRi_ni
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
R.130 10 -
placed on the surface rock immediatel upstream of the dam. Loca-
tion of measuring sections and piezometers at the Shirokovskaja Power
Plant is shown in figure o. The records for lot! as shown in figure io
give composite diagrams for excessk e uplift pressures in different
measuring sections. Examination of these diagrams showed that the
uplift intensity was different in different measuring sections : high in
the power house and leftbank non-overllow (lain foundations, compa-
ratively low in the spillway dam foundations (in measuring section 11
it corresponded to II
uplift pressure usuall,\ observed in dams with
adequate grout curtains and drainage). The drainage system at thi,
power plant was not properl designed : cleaning of the drain holes
was practically impossible
Jo
5,0
10,0
15,0
20,0
250
30,0
350
40.0
450
l'ig 1...
leter?z.
Meires.
20/!
31 VIII
31V
28/!
It should be noted that uplift pressure under the head works of this
power plant for the whole period of observations (from I 950 to 195 i)
was reasonably constant. Fluctuations of water levels in piezometers
were of the seasonal character and depended upon variations of surface
water levels of the headwater and tailwater
The investigations carried out at this Power Plant allow to dram
the following conclusions :
a. In the case of sound or unsound rock foundations a vertical grout
curtain seems to be more reliable and more effective than an upstream
clay fill apron. A satisfactor\ bond between apron and upstream
face of the structure may not alwa s be obtained. Hence, the influence
of the apron on uplift intensity 1n8\ be considerabl.\- reduced. Further-
more, if permeability of the ( \ fill apron is higher than that of the
foundation rock the eliectiN cue,:?; of lhe apron would be negligible.
? 11 ?
B.130
b. Piezometers with a number of bends and connections are very
soon getting clogged and become inoperative, repairs (cleaning) as a
rule are impossible. In severe climatic conditions the piezometers
should be protected from freezing. It is difficult to thaw a piezometer
which is frozen to a considerable depth.
Moreover, the tube itself may fail due to freezing effects.
c. It is recommended that any drainage inaccessible for inspection
811(1 cleaning should be avoided.
2. l'i?Ltrr muissenE INVESTIGATIONS ON A POWER PLANT IN Tin:
WEsTEns: PART OF TIIE U. S. S.11.
This dam was completed in 194o. It is founded on relatively hard
marlstones. To reduce uplift pressure a concrete cutoff of the apron
type separated from the dam by a construction joint as shown in figure
was built immediately upstream of the dam. This cutoff has an ins-
?
17.0
3
???
_ fl v5
V_V17,5
1111111EZVAEMENENNUMMII
1111111111211W1
1111110111111B1
MUM
1121111
100
Fig. (1.
Uplift pressure diagram computed for September 26, 1952.
Eptire de sous- pression Ii la base du barrage Ie 26 seplernbre 1952.
pection gallery 3 m high, 2.5 in wide, from which a grout curtain was
drilled into the foundation rock. The drain holes of the first row were
led into this gallery. There are two other inspection galleries in the
(lain itself, the drain holes of Lilt second row were led into one of them,
the control holes into the other. Figure 11 shows the cross-section
of the dam and uplift pressure diagrams as recorded for September, 1952.
solid line in this figure represents the uplift pressure diagram
Declassified in Part- Sanitized Copy Approved for Release @50-Yr 2014/04/14 ? CIA RDP81 oio41Rnm9nni9nr-mi
Declassified in Part - Sanitized Co.y Approved for Release ? 50-Yr 2014/04/14: CIA-RDP81-01043R003200120001-8
R.130 19 ?
for the case of open drain holes in the lower gallery, while the dotted
line represents the diagram for the case of closed drain holes. The
drain holes led into the galler3 with an elevation of 17.5 in in both
cases were open. Examination of uplift pressure diagrams shows the
effectiveness of the drainage system and the rationality of the adopted
structural design which permitted to reduce to a large extent the magni-
tude of the uplift pressure beneath the dam. All piezometers and control
holes were provided with straight vertical galvanized tubes. No evi-
dence of clogging has yet been discovered.
Examination of the above mentioned diagrams shows as well that
the second row of drain holes was practically unnecessary because
its influence on reducing uplift pressure is negligible if the drain holes
of the first row are kept free and open. The second row of drain holes
considerably reduces the uplift pressure but only when the drains of
the first row are kept closed. It is probable that the second row was
proposed as emergency line of drainage. I3ut this probability does
not seem to be fully justified because practically only single drains
may be clogged. Observations for uplift pressure under this dam
are now being made regularly. The information obtained shows that
the uplift pressure under the dam is reasonably consistent, and that the
grout curtain proves most. satisfactory.
? STUDY OF UPLIFT PRESSURE ON A DAM
IN THE SOUTH OF THE U..5. S. R.
AFTER ITS RECONSTRUCTION.
Uplift pressure observations in this dam were resumed at the end
of 1916 when the reconstruction work was underway. Initial obser-
vations have been made for studying uplift pressure mainly within
the body of the (lain and along the construction joints, especially in
contact between old and new concrete. In 1947 observations were
made on seven measuring sections (35 piezometers) and on 52 control
holes drilled along the axis of the dam in those blocks and piers which
had no measuring sections. The measuring sections were installed in
six bays of the dam i. c. No 1, 2, 5, 13, 1,1 and 28. The greater part.
of the piezometers had their intakes either within the dam or in the
construction joints. The investigations carried out in 1947 did not
show any appreciable uplift pressure in the construction joints and mass
concrete of the dam. However, these observations unexpectedly
discovered the uplift pressure at the concrete-to-rock contact, which
was considerably higher than the assumed in the design. Theraore
in the 1948 investigations the attention was paid mainly to studying
uplift pressure acting on the base of the dam and in the first place on
the contact plane between concrete and rock. Hence the number of
measuring sections was considerably increased and by the end of the
year observations have been made on ,3 measuring sections with
piezometers totalling gi in number, 35 of which had their intakes in
?
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Rele
50
? 13 ?
R.130
mass concrete and joints, 15 along the concrete-to-rock contact
and it at the considerable depth in the foundation rock (from 4
to 6 m).
The measuring sections were installed : in fifteen blocks [No. 1, 2, 5,
13 (two sections), 14, 28, 3, 6, 9, 11, 12, 17, 23, 31, 39 [in three piers
(No. 0, 16 and 26)1 in the trash chute and the massif between the dam
and the Power Plant (three sections).
The records afforded by the piezometers indicated that the uplift
pressuye at the base of a number of blocks was much higher than the
assumed pressure computed by the formula
116-i-1111
II)
I = to ih
where
U, total uplift pressure on the linear in of the base of the dam :
b, base width;
piezometrie pressure at the upstream toe of the dam ;
11:1, piezometric pressure at the downstream toe of the dam ;
7, volume weight of water.
It should be remembered that during dam reconstruction it ?? as
proposed that the normal head water level elevation be raised o.8 in
as compared to the original elevation.
High uplift pressure in the dam foundations was evidence of local
failures of the grout curtain. At that time the failures of the grout
curtain were supposed to have Laken place along the contact between
concrete and rock as a result of numerous explosions. The pratical
impossibility of obtaining cores by drilling through this contact was
further evidence of unsatisfactory bond between concrete and rock.
Only in few holes out of hundreds (trilled through the contact such
cores were obtained. In this connection a program of grouting with
respect of increasing watertightness of the existing grout curtain was
undertaken in 1949. Grouting was accomplished by drilling grout
holes partly from the top of the dam, partly from the upper inspection
gallery. These holes were drilled 4 to 6 m into the foundation rock.
Additional measuring sections were installed in blocks No. 16 and 20,
i. c. in those blocks where observations had been carried out in the
pre-war time.
Furthermore it was suggested (the suggestion was offered by
V. Kravzov, A. Sc., Associate Director of the All-Union Sc. Inst.
of Hydrotechnics) that the foundation drainage should be provided
downstream of the grout curtain. Following the suggestion vertical
boreholes of 13o to 15o mm in diameter were (trilled through the dam
into the bed rock to a depth of 4 in below the foundation level.
V. Kravzov also suggested that these holes should be closed with
stopcocks and opened only under the most adverse conditions for the
dam stability. This facilitated the grout curtain.
-Yr 2014/04/14. -RDP81-n1n4
4
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? 14 ?
By the end of 19 I9 observations have been made on piezometers
totalling ito in number, 45 of which were installed in the contaci
between concrete and rock, 3o at various depths in the foundation
rock and 35 in joints and mass concrete. Observations have also
been made on 19 control-measuring holes drilled into the foundation
rock of the power house and on 31 drain observation holes.
As a rule, each measuring section was provided with two holes :
V9,55
142
138
134
130
126
1221
118
114
110
76
75
74
39,5
Fig. 12.
Location of the piezoinelers at a dam in the South of the U. S. S. R.
Disposition des piezoinelres dans to section de mesure
stir lc barrage au sod de 1' U. I? S. S. '
101,69
v111,5
yc_16,0
upstream and downstream. Each hole had two piczometers : on in
the contact between concrete and rock, the other about I in below the
base of the dam. These boles put down at some angle with vertical
line were drilled from inside the upper gallery. Location of the piezo-
meters in a measuring section is shown in figure 12. The type of
piezometer intakes has been gradually simplified and towards the
beginning of 195? a standard type has been worked out, its construc-
tion and details being as shown in figure 13. This intake is merely a
borehole too mm in diameter drilled to a depth of 0.75 m below the
uplift measuring plane. A steel tube is installed into the hole with
its end being fixed at an elevation of o.25 in above the bottom of the
? 15 ?
R.130
hole. The lower end of the tube is perforated over the length of 1.o in
on 20 mm centers with diameters of perforation holes being 6 to 8 mm.
Graded coarse gravel with maximum size of 12 to i5 mm is placed
into the borehole around the tube to a depth of 1.25 in. Small frag-
ments of soft clay are placed then over the gravel filling to a depth
of o.5 in. The clay is packed by pressure water at 2 to 3 atm thus
forming a clay plug. The remainder of the borehole is filled with
cement grout which ensures a tight bond between the tube itself and
the concrete of the structure. Injection of cement grout is performed
by following the usual procedure.
z?v.0.1 0".."?,1".1,47nrc`urvenT6stulfit-ei
a 4snr?/?`
go. 4 ?
50
, ? s?f
e c o o
e
? r
Fig. 13.
Piezonteter intake.
Recepteur tie piezoinetre.
In order to reduce the cost of drilling two tubes instead of one are
usually installed into each borehole as shown in figure 14.
As a rule the water levels in all downstream piezometers were lower
than the upper gallery floor elevation. Consequently the measure-
ments in these piezometers were made by means of an electric plummet.
Contrarywise all upstream piezometers were bleeding into the gallery
where measurements were made by means of a portable spring pressure
gauge.
The shallow grouting accomplished in 19 I9 had only temporary
effects and after a small decrease in uplift pressure high pressures
were observed again.
Verification of design criteria made by generally accepted methods
for computing dam stability against failure by sliding assuming the
cohesion to be zero and considering the diagrams determined from
measured pressures and the coefficient, of effective uplift area
showed that the factor of safety against failure by sliding K in some
blocks was much lower than the assumed in the common practice
of design.
Thus in block No. 11, records for January 27, 1939, K 0.815;
? No. 17, August 15, 1949, K o.8o6;
n No. 28, August 14, 1949, K o.84.
- Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release @ 50-Yr 2014/04/14 ? CIA RD 8 01 41 nn nn 9n
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16 - -
-- 17 ? R.130
In order that K can be equal to it is necessary to assume L, =
this assumption being inacceplable regarding the actual conditions at
this clam. Therefore it was decided that in all blocks with high uplift
pressure as well as in the adjacent ones foundation grouting should
be done to a much greater depth.
Observations on the initially drilled drain holes shomed their effec-
tiveness. Taking this into consideration it was suggested that a line
of draining holes 1 in each block and one in each pier should lw
drilled to a depth of 1 in into the foundation rock over the m hole length
11g.
(1) Uplift pressure diagram computed for Apri ' 7, 19ii) (before grouting)
Epure de sons-pression le 7 avril 1919 (avant injection).
(2) Uplift pressure diagram computed for March t (after grouting).
Le Wine le er mars [951 (apres injection)
(3) Head =-- Chute.
(1) Base width in meters = Largeur dn barrage en metres.
of the clam. Additional grouting was accomplished by drilling grout
holes 15 in deep (6-8 holes in each block and 2 holes in each pier).
Pressure grouting, up to 8 atm, was done from inside of the upper
gallery.
The results obtained from systematic observations showed that
deep grouting was most satisfactory. The effect of such grouting in
block No. 12 can be seen from figure 15.
The grouting accomplished in a number of blocks resulted in general
decrease in uplift pressure under the clam. If the average value of L?
III 1948 was 0.581, then in 1949 it was o.553 and within the following
years continued to reduce until! it became equal to o.385 as the proposed
program of grouting and drainage was being realized.
By the beginning of 1950 ii appeared that uplift pressure in joints
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? 18 ?
1.
N203 N247 N205 1,456
0 20 40 60
80
(a) Base width = Largenr do barrage
(b) Head = Il-clinic
(1) Uplift pressure diagram computed for April 1. ni 19 (before grouting)
8purc dc sons-pression er a oril it) (av(int injection)
(2) Uplift pressure diagram computed for October 1, i q49 (after grouting per-
formed in .lune and July of it) i9, five boles)
Lc meme Ic i octobre 1949 apres injection supplementaire en juin el pullet 1949
Irons de cimentation).
(3) Uplift pressure diagram computed for August 1. ni'm (after additional grou-
ting in April-June of iq5o, three holes)
Entire de sons-pression ic 1 er mit po apres injection supplementairr en april-
juin iqo (trois Irons de rimentation)
(4) Uplift pressure diagram computed for September ii n (after grouting in
adjacent ba No 17 in September-November ofmon)
Epnre de sons-pression le i septembre igm apres injection dans le plot
voisin 17 en septembre-novembre 19 II
- ? R.130
and mass concrete did not ?exceed the value assumed in the design.
Moreover, in a number of blocks from the line of drains to the down-
stream face the maximum pressures were fairly small and practically
could be considered as being zero. Therefore further observations for
uplift pressure in joints and mass concrete of the dam were considered
not necessary.
Observations for uplift pressure in the dam foundation showed that
the reduction obtained mas constant almost over the whole length
of the (lain. However in blocks No. 15-17 located in the so-called
zone of nmin tectonic fissure the reduction in uplift pressure has not
been attained.
Deep foundation grouting in these blocks reduced uplift pressure
only for a short time after which water levels in piezometers and par-
ticularly in drain holes were rising again (fig. 16). During grouting
operations in block No. 16 there was an instance when a drill fell down
to a depth of several meters. Unconstant, character of water level
fluctuations in the piezometers installed in the zone of main tectonic
fissure (block No. 16, pier No. 16 and block No. 17) called for deepening
the grout curtain to 35- fo in. 1) grout holes in each block and 2 grout
holes in each pier were drilled through the dam into the foundation
rock. Cores for investigation were Laken from over the whole depth
of the boreholes. These grouting operations were performed during m952.
While drilling the grout holes in the foundation rock of block No. 17
a formation of chlorite shists, highly porous and less sound that the
granite bed was unexpectedly discovered at a depth of T.5 m beneath
the base of the dam. These shists in some places were cavernous and
easily failed along the bedding planes. As is known, geological explo-
rations conducted before and during the construction of the Dnieper
thun did not disclose this formation of shists. The existence of highly
porous shists explains the high uplift pressure observed by Professor
Dvorjashin during his investigations in block No. 16 after the dam has
been for two years in sen, ice. If Professor Dvorjashin had not. confined
himself to the statement that high uplift pressure in this area is of
accidental character, if he had carried out his investigations more
LEGEND 01: I IGL ..folloo lag)
(5) Uplift pressure diagram computed for November 1, 1951 (before drilling
drain-obsem ation holes), the second stage
ll.'pttre sons-pression le I er novembre 19)1 avant la deuxierne phase de sondage
de irons de drainage et d'observation.
(6) Uplift pressure diagram computed for December ;m, 195 m (after drilling drain
holes), the second stage.
Iptire de sous-pression le 3m decembre 1951 apres la deuxieme phase de son-
dage (les Irons dr drainage el d'obsernation.
'
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.11t too .
? 18 ?
N203 N247 N205 11456
20 40 60
80 100%
if
I 3
2,4-
6
1,5
100%
Fig.
(a) Base width = Largcur du barrage.
(b) Head = 11-chute.
(1) Uplift pressure diagram computed for April I, I919 (before grouting)
Elmira de sous-pression le I er avril 19.19 (avant injection)
(2) Uplift pressure diagram computed for October 1, 1949 (after grouting per-
formed in June and July of 1919, live holes).
Le meme le I Cr oclobre 1949 apres injection supplementaire en juin el flatlet 1949
(cing Irons de eimentation).
(3) Uplift pressure diagram computed for August 1, 195o (after additional grou-
ting in April-June of 195o, three holes)
Epure de sous-pression le Cr oat 1950 apres injection supplementaire en aunt-
pun 195o (trois trolls de citnentation)
(-I) Uplift pressure diagram computed for September 1, 1951 (after grouting In
adjacent bay No 17 in September-November of 1951).
Epure de sons-pression le ler septembre 1951 apres infection dans le plot
voisin no 17 en septembre-novembre 195i.
--- 19 ? R./30
and mass concrete did not -exceed the value assumed in the design.
Moreover, ill a number of blocks from the line of drains to the down-
stream face the maximum pressures were fairly small and practically
could be considered as being zero. Therefore further observations for
uplift pressure in joints and mass concrete of the dam were considered
not necessary.
Observations for uplift pressure in the dam foundation showed that
the reduction obtained was constant almost over the whole length
of the dam. However in blocks No. 15-17 located in the so-called
zone of main tectonic fissure the reduction in uplift pressure has not
been attained.
Deep foundation grouting in these blocks reduced uplift pressure
only for a short time after whk h water levels in piezometers and par-
ticularly in drain holes were rising again (lig. 16). During grouting
operations in block No. 16 there was an instance when a drill fell down
to a depth of se eral meters. Unconstant character of water level
fluctuations in the piezometers installed in the zone of main tectonic
fissure (block No. 16, pier No. 16 and block No. 17) called for deepening
the grout curtain to 35- o in. 6 grout holes in each block and 2 grout
holes in each pier mere drilled through the dam into the foundation
rock. Cores for investigation were taken from over the whole depth
of the boreholes. These grouting operations were performed duringi952.
While drilling the grout holes in the foundation rock of block No. 17
a formation of chlorite shists, highly porous and less sound that the
granite bed was unexpectedly discovered at a depth of 1.5 m beneath
the base of the dam. These shists in some places were cavernous and
easily failed along the bedding planes. As is known, geological explo-
rations conducted before and during the construction of the Dnieper
(lain did not disclose this formation of shists. The existence of highly
porous shists explains the high uplift pressure observed by Professor
Dvorjashin during his investigations in block No. 16 after the darn has
been for two years in service. If Professor Dvorjashin had not confined
himself to the statement that high uplift pressure in this area is of
accidental character, if he had carried out his investigations more
IX.G EN D OF VIOL lIE i6 )
(5) Uplift pressure diagram computed for November I, 1951 (before drilling
drain-observation holes), the second stage.
k:'prire de sons-pression Ic let novembre 1951 avant hi deuxieme phase de sondage
de Irons de drainage it d'observation.
(6) Uplift pressure diagram computed for December 31, 1951 (after drilling drain
holes), the second stage.
Epure de sous-pression le 31 decembre i1)51 apres in deusieme phase de son-
doge des Irons de drainage et d'observation.
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R.130 ? 90 ?
thoroughly and carefully this formation of shists should have been
disclosed, by all odds, already at that time.
The disclosure of shists so closely underlying the base of the dam
called for thorough explorations of the dam foundations under the
blocks which located near the main tectonic fissure. For this purpose
[91; boreholes were drilled to a depth of lo in into the foundation
rock in blocks and piers No. 11-18. Drilling was done partly from the
galleo, partly from the downstream be of Llw dam. Geological
section along the main tectonic fissure and location of exploratoo
holes are shown in figure
Ill
14 15
Ca Cal
Cr> Ca
15
0.5-0.7 (no soil
blowout is possible at lower values of
b. to internal scouring in the contact places of coarse-grain and fine-
grain soils, composing the foundation (assuming here the corresponding
internal head gradient JO;
c. finally, design the inverted filter, covering the tallwater bottom,
on the basis of the magnitude
It can be seen, that the proposed 4th conception, which we arbi-
trarily denoted " generalized ", is characterized by the following
distinctions :
a. in accordance with that conception, the basic profile dimensions
are obtained through examination of the casual foundation soil
resistance;
b. verification with regard to tailwater soil blowing out is to be
made only for a limited abovementioned number of cases;
c. in cases of conventional profile schemes the magnitude Jo., must
be used only for the designing of the reverse filter, and by no means
for the determination of the basic structure profile dimension (exception
should be made here only for the pure sheet piling scheme; see below).
The abovementioned additional verifications of the percolation
resistance (item 2) afford no special difficulties; we will, therefore, not
deal with them below. Of most interest is at present the question
of the structure calculation with regard to the casual foundation soil
resistance (item 1).
_ . a
d for Release
? 91 ?_
R.134
jo THE PIEZOMETRIC GRADE, CONTROLLING TIIE CASUAL FOUNDATION
SOIL PERCOLATION RESISTANCE.
W. Bligh and E. Lane accepted, correspondingly, the magnitudes Jn
and J, as representing the said grade [see formulae (33) and (34)].
It is quite obvious, that the grade J1 contains no physical meaning
at all; we will, therefore, not deal with the magnitude J1, hereunder.
4
1 i
1 1
I S I
1 1
1
2
7'
Fig. 13.
As regards the grade J1, it can be seen, that this grade can be used as
an index of the casual soil resistance in the only case of the designing
of spread out profiles; in the case of deep profiles (fig. 13) it is neces-
sary, as it is well known, to make use of the other casual resistance
index :
.1 '1, = II :
where L' is the length of the line 1-2-3-4 (fig. 1 3). Let us assume,
that we are considering the double sheet piling scheme; let us, further,
assume, that we introduced, in addition, the 3rd (intermediate) sheet
piling (see dotted line); it is evident, that the introduction of the 3rd
Fig. 14.
sheet piling increases the percolation resistance of our scheme.
However, in conducting our calculations in accordance with W. Bligh
With the use of the formulae (33) and (35), we will obtain decreased
values of percolation resistance of the scheme, given on figure i4,
after the introduction of the 3rd sheet piling. Hence it is clear, that
in some particular cases the use of W. Bligh's criterion carries us to
an absurdity.
To avoid such situations, for cases, characterized by the relation
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? I
;'d
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R.134 ? 22 ?
1 > s, we propose to use as controlling grade the following magnitude :
(36) Je= 11 : A = 11 q
where A is the virtual length of the underground profile =
T. is the calculated depth of the impervious layer (as accepted when
Fig. 15.
(1) Diagram of reduced velocities.
(1) Dingranunc des uelociles rednites.
Fig. 16.
(1) Diagram of reduced velocities.
(1) Din gramme des velociles reduiles.
plotting the upward pressure sheet, sec ? I); qr = (g : k) is the re-
duced flow; (V,.)?, = k is the mean reduced percolation velo-
city in the vertical useful cross-section W ? W (fig. r5).
?
? 23 ?
R.134
In the case of spread out profile schemes, when (fig. 1G) 1 L.(5 :- lo) S,
the magnitude J,, in accordance with (36), proves to be equal
Jr= ihp
where = the incline of the piezometric line, plotted for horizontal
profile elements; = k), the reduced percolation velocity in the
vertical " useful " cross-section W ? W (fig. 16).
In the case of a pure sheet piling it is advisable to assume for the
magnitude J, the value of the maximal outlet head gradient :
is )
Je = JouII
where Jt is to be found easily by means of conventional hydro-
mechanical correlations [2].
In case of schemes, represented in figure 17, when I < it is admis-
sible for the estimation of the casual soil resistance to lay aside for
a)
;*
?? .';. . ?? .
Fig. 17.
reserve the horizontal profile elements and to calculate the given
scheme as a pure sheet piling.
In the case S > 1 > the estimation of theIcasual resistance should
be carried out in conformity with formulae (36) and (38).
5? NUMERICAL VALUES OF ADMISSIBLE HEAD GRADIENTS-(J. )" *CONTROL-
LING THE CASUAL PERCOLATION RESISTANCE OF THE DAM FOUN-
DATION SOIL.
It is to assume, that the casual percolation resistance of a proposed
underground profile may be regarded as sufficient, when the control
gradient
( 391 3,.
where Je is to be found as described in item 40.
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R .134
94 ?
N0,2 04 06 08
jc
Fig. 18 a.
For an underground profile scheme in the form of a pure sheet pang.
The axes on the drawing :
I. for compact clay;
II. for coarse-grain sand and gravel;
III. for sandy loam;
IV. for middle-grain sand;
V. for fine sand and slime.
Pour un schema du profil souterrain en lorme de palplanches pure.
Les axes au dessin :
I. pour argik compacte;
II. pour sable a gros grain el gravier;
III. pour terre argikuse;
iv. pour sable moyen;
V. pour sable a lin grain el vase.
a.
C.
d.
a.
c.
d.
Notations :
Dams without inverted filter.
Dams with artificial inverted filter.
Collapsed dams.
Barrages sans fillre renverse.
Barrages a filtre renverse arti ficiel.
Barrages detrzzits.
Point
N.
Nom du Barrage (Pays)
Denomination of Dam
(country).
Ii
(in).
1.
Upper Gray's (U. S. A.)
9, o
2.
Des Moines (U. S. A.)
2,4
3.
French Landing (U. S. A.)
9,
4.
Lower Svir (U.S. S. B.)
12,7
5.
Prairie du Sac (U. S. A.)
9,6
6.
Hyatt (U. S. A.)
6,9
7.
Plattsburg (U. S. A.)
8.
In Wisconsin (U. S. A.)
9,0
9.
Corpus Christi (U. S. A.)
8,1
10.
Middle Loup (U. S. A.)
3,o
? 25 ?
- - ---?---
R.134
As regards the numerical values of the admissible control gra-
dients (J,)?, we saw ourselves compelled to resort to statistical analysis
ef the data of dais already in existence. This analysis for 174 dams
(including dams, recently built) has been carried out in accordance
with the considerations, given in item 40 (?). The results of the ana-
lysis arc given in figure 18 a (for the case of a pure sheet piling) and in
figure 18 b (for the other underground profile schemes).
Five horizontal axes are given in the diagrams of figure 18; each
one of them relates to a definite kind of soil (compact clay; coarse-
grained sand; sandy loam; middle-grained sand; fine-grained sand).
On these horizontal axes the magnitudes Je are measured off, computed
according to the formulae of item 40 on the basis of the dimensions of
realized dams; in this procedure the values of Je related to satisfac-
torily operated dams, are given in circles, whilst the values of J,,
related to dams, destroyed by percolation, are marked with crosses
(each circle or cross relates but to one darn). In figure 18 data mainly
are given, relating to new dams. Old dams, having, for instance,
pile foundations (characterized, as a rule, by small values of Je), are
not represented in figure 18. Analysis of the data of figure 18 reveals,
that in the course of time the values of Je, assumed for the erection
of dams, are steadily increasing.
Let us denote by (J?),?,,,, the value of JA, corresponding to the
line MN, plotted approximately along the limit of the region of distri-
bution of the circles. To the right side of the line MN the region of
unexplored J, values is situated, for which values no dams have yet
been built.
We propose for the determination of the sought for value of (J,)?
to use the formula
jo )
Je)a = n(J,
where n is the " progress factor " (of course, greater than unity),
accounting for the fact of steady evolution of quality of designing,
of preliminary soil exploration and of the carrying out of constructional
work. The numerical values of n have been assumed by us as follows :
1. n = i.o for dams of class I of stability; 2. n = i.t for dams of
class II of stability; 3. n = 1.2 for dams of class III of stability;
4. n = 1.3 for dams of classes IV and V of stability.
Values of (J,)?, elaborated in accordance with the formula (4o)
and with the diagram of figure IS, are given in the table below
(see p. 27).
It is clear, that by assuming the formula (4o) for the values of (Jr)?,
we are, in some way, entering the unexplored region to the right side
of the line MN (fig. 18), in pushing forward structures of lower respon-
(6) In the process of this work account has been taken of the data of E. Lane [9]
as well as of E. Lane's album of darn cross-sections. Materials also have been
used, composed by B. I. Korotkov.
?
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R.134
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/
/
1
14
31113
I /
I 1
21 1
.P1, 21
20
o? a
0? 6
0_c
x? a
(13 0,4 0:5 0,6
Fig. IS b.
Other instances of underground profile schemes.
The axes on the drawing :
1. for
11. for
111. for
IV. for
V. for
compact clay;
coarse-grain sand and gravel;
sandy loam;
middle-grain sand;
fine sand and slime.
?
Attires exemples des sclzemas du profit souterrain.
Les axes att dessin ?
I. pour argue compact;
II. pour sable it gros grain et gravier;
pour (erre argileuse,
IV? pour sable a grains moyens;
V. pour sable a grains fins et vase.
b.
C.
d.
a.
b.
c.
Notations :
Dams without inverted filter.
Dams with natural inverted filter.
Dams with artificial inverted filter.
Collapsed dams.
Barrages sans filtre renverse.
Barrages a filtre rezwerse nature!
Barrages a filtre renversd artificiel.
Barrages (Omits.
? 97 _
R.134
sibilily. It is evident, that if this kind of " prospecting " by means of
structures of lower responsibility gives positive results, the numerical
values of (J )? for structures of higher class may also be increased.
Table of admissible values of head gradient (Jr)?, controlling the casual
perforation resistance of the soil of dam .foundation.
I hIfinition of the soil
composing the upper layer
N". of the foundation.
2.
I. For underground profile schemes in the
lass of dam
11
3. 1.
form of a pure
stability
III IV-N
5. 6.
sheet piling.
Compact ela
0,50
0.51
o,tio
o.65
Coarse-grained sand, gravol
0.30
o. 13
1).36
o.3o
.1
Sandy loam
0,
0.211
o.3o
0,33
Middle-grained sand
0,20
0.24.
0,4.1
0,28
Fine-grained sand
0 15
0.17
0,18
0,20
For all other underground profile schemes
I
(;))mpact day
0,40
0,4j
o,48
0.-12
Coarse-grained sand; gra% el
o.25
0.48
0.30
0,33
?
`zatulv 10nitt
o
9')
0 91
0.911
Ilidd le-grained sand
4).15
0.17
0.18
0.20
Fined-grained Sand
0,13
0.14
0.16
LEGEND OF FIGURE 18 I) (continued)
Nom itti barrage ( Pays).
Point
Denomination of dam (country).
11
(m).
1.
Upper Svir (U. S. S R.).
17,0
9.
Slicherhakovskaya (U. S S B ).
18,0
3.
Kettle Creek (Canada).
6,2
1.
Dolgarrog (Engl.).
3,o
5
Mtthleberg (Switz.).
16,9
6.
Dubossary (U. S. S R.)
16,7
7.
Granite Reef (U S. A.)
6,o
S.
Avignonel (Fr.)
16,8
9.
Cadavcry (India)
3,8
10.
L'iicas (Engl )
7,3
11.
Puentes (Spain).. . . ..........
42,9
19.
Uch-I:urgan (U. S. S. R.)
17,6
13.
On r. Aryss (U S. S. R.).
6,6
11.
lubimskaya (experim.) on F. Obnora (U. S. S. R.).
6,0
15.
Kuibyshev (U. S S. R.)
28,0
16.
Flederborn (Germany)..
6,9
17.
Stalingrad (U. S. S. R.) . . ....... . ? ? ?
25,o
18.
Kurilovskaya (U. S S. R.).
5,5
19
in Wisconsin (U. S. A.)
9
20.
Harmon Park (U. S. A.) . . .
1,8
91.
Nadrai Escape Fall (India).
6,0
99.
I:akhovka (U S S B ) . . . ........
17,0
93.
Lower 1:undriuch (U. S. S. R )
3,7
9-1
Narora (India)
3,9
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4.:
R.134
_ 98 -
Let it be noted, in conclusion, that, basing upon our conception,
the minimal admissible length of the underground profile, ensuring
the required casual percolation resistance for the case of a spread-out
underground profile with the impervious layer situated not at a consi-
derable depth, can be determined by means of the formula 1111 :
: ? "?88 Toa?
where T?, is the mean calculated depth of the impervious layer.
In general, the form and dimensions of the underground profile,
characterized by sufficient casual resistance, should be determined by
tentative computations, aiming to condition J, (.1)-
REFERENCES.
1. R. R. CIIUGAEV, Approximate determination of stability of earth
darns Oecond Congress on Large Dams, 1936).
9. R. R. ClIUGAEV, Designing of the underground profile of dams on
non-rocky foundations (Transactions of the Scientific Research Ins-
titute of Hydrotechnics, vol. 53, 1955; vol. 57, 1957; vol. 59, 1958).
3. N. N. PAVLOVSKV, The theory of movement of phreatic waters under
hydrotechnical structures and its principal applications (Ed. of
the Scientific Institute of Amelioration, Petrograd, 1922).
4. S. N. NUMEROV, Method of approximate determination of percolation
under pressure in foundations of hydrotechnical structures (Trans-
actions of the Scientific Research Institute of Hydrolechnics,
vol. 50, 1953).
5. W. S. BAumGAnT and R. N. DAVIDENKOV, Upon Design of Substruc-
tures on Permeable Grounds (Transactions of the Scientific Insti-
tute of Amelioration, vol. 19, 1929).
6. E. A. CIIEGAEVA, On the significance of sheet pilings as antiperco-
lotion measures (Transactions of the Scientific Research Institute
Hydrotechnics, vol. 42, 19)0; vol. 48, 1952).
7. S. N. NUMEROV, Consideration of water permeability of sheet-pilings
in the calculation of percolation in concrete dam foundations
(Engineering collection of the Institute of _Mechanics of the Academy
of Science of the U. S. S. R.; vol. 23, 1956).
S. W. G. BLIGH, Dams, barrages and weirs on porous foundations
(Eng. News, vol. 64, 1910, p. ;o8).
9. E. AV. LANE, Security from underseepage. 3Iasonry dams on earth
foundations (Proceedings Amer. Soc. of Civil Eng., vol. 60, No. 7,
September 1934, p. 926-966).
10. E. AV. BLISNIAK, M. M. GRISHIN and others, Hydrotechnical struc-
tures, Ed. Gonti, 1938
11. R. R. CHUGAEV, Designing and calculations of the underground
profile of concrete dams, situated on perviuos foundations (Tech-
nical Information of the Scientific Research Institute of Hydro-
technics, Ed. Gosenergoisdat, 1956).
? 29 ? R.134
SUMMARY.
The report explains how the problem of designing the underground
profile of a dain on earth foundation should be dealt with.
A new method of calculation is given for the conditions of sharply
varying percolation in the dam foundation, as well as a method of
determining dimensions of the underground profile, that would be
safe in regard of percolation (preventing dangerous local scouring and
blowouts of soil by the action of the percolation flow).
In accordance with this new method of calculating a given under-
ground profile, which we define as " the method of resistance coal-
dents ", the underground profile is divided into separate elements
(only three types of such elements are to be considered); by means of
very simple formulae, which have been evolved on the basis of exact
hydraulic solutions, the resistance coefficient is determined for each
separate element of the profile; the hydraulic head on the structure
is distributed between separate profile elements in proportion to the
numerical values of their resistance coefficients. Basing thereon,
it is easy to plot the uplift diagram for the base of the dam. It is
easy also to plot the uplift diagram for any desired surface at any
level within the foundation, as well as to determine the percolation
flow, the maximum outlet head gradient on the tailwater bottom etc.
This approximative method, that gives the possibility to calculate the
percolation in the dam foundation within the length of time of 15-3o mn,
makes it also possible to take account of the permeability of the sheet
pilings and of the upstream apron.
In addition, an exceedingly simple method of percolation calculations
is given, defined as the method of " extended profile line ", which in
regard of simplicity differs but very slightly from the well-known
W. Bligh's method; still, within definite comparatively wide limits
of application our method gives results, which practically coincide
with the data of exact hydraulic solutions.
Turning then to the determination of safe underground profile dimen-
sions with regard to percolation, we state that three different concep-
tions are in use, concerning the question of percolation resistance :
In accordance with conception I the profile dimensions are deter-
mined with reference to a certain mean hydrodynamical factor, that
is characteristic for the percolation flow on the whole.
According to conception II, the admissible value of the outlet head
gradient is assumed as a basis for the determination of the dimensions
of the underground profile.
Conception III builds the calculation of the profile dimensions on
the basis of the condition, that no blowout of tailwater soil should
be possible.
The report recommends a IV (generalized) conception, that makes
use of a mean hydrodynamic factor for the determination of the prin-
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4,1
R.134 ? 30 ?
cipal profile dimensions, which dimensions are then additionally checked
with regard to tailwater blowouts and to scouring at the surface of the
tailwater bottom with reference to the outlet gradient.
As a mean hydrodynamic factor, characterizing the so-called casual
percolation resistance of the foundation soil, the mean reduced perco-
lation velocity in the dam foundation is recommended.
In many instances of stretched out profile schemes this velocity
proves to be equal to the head gradient along the horizontal profile
elements. It is recommended to accept such principal profile (limen-
sions, that the above hydrodynamical factor (the so-called controlling
piezometric grade) would be equal to the admissible value thereof.
The admissible values of the controlling piezometric grade for diffe-
rent types of foundation soils have been evolved from an analytical
consideration of the statistic data of 17i dam constructions carried out.
Le rapport envisage la maniere de poser la question concernant le
porjet du profit souterrain des barrages sur sol de fondation non rocheux.
Ensuile on donne une nouvelle methode de calcul pour infiltration
tres variable A In base du barrage, ainsi qu'une meLhode de calcul
permettant d'etablir pour le profit souterrain des dimensions stables
par rapport i Finfiltration (qui nc produiraient ni affouillement (1) dan-
gereux du sol, ni gonflement (2) local du sol, dus au flux d'infiltration).
La nouvelle methode de calcul de la filtration, pour un profil sou-
terrain donne, a rep le nom de (c methode du coefficient de resistance ?.
Suivant cette methode on divise le profit souterrain en plusieurs elements
(dans notre cas on n'obtient que trois elements-types de Korn); a faide
de formules bien simples basees sur une solution hydromecanique
precise, on calcule le coefficient de resistance pour chaque Clement du
profil; la charge sur l'ouvrage se repartit entre les differents elements
dim profil proportionnellement aux valeurs numoriques de leurs coeffi-
cients de resistance. En mutant de ces conditions il est aise de faire
une epure de la sous-pression pour la semelle du barrage. D'une maniere
aussi aisee on petit faire tine epure de la sous-pression pour tine surface
dorm& enterree, on pent determiner le debit d'infiltration, le gradient
maximum de charge A la sortie stir la surface du fond, du bief aval et
ainsi de suite. Ce procode approximatif au moyen duquel on pent
calculer finfilLration ala base du barrage en 15-3o inn, permet de calculer
aussi fetancheite des palplanches et de favant-radier. On presente
aussi un procede Lres simple, nomme procede de ligne de proffi diongee ?.
Ce procede, par sa simplicite, Sc disLingue pen du procede bien connu
de Bligh; en meme temps le procode presente donne, dans des limites
(I) Affouillement = entratnement des 61i:intents du terrain MI a l'intIltration.
(2) Gonflement = gontlement de toute tine aendue du terrain l'infIltration.
? 31 ?
R.134
?
assez larges, pratiquement les memes resultats que ceux Willie solution
hydromecanique precise.
En ce qui concerne l'elablissement de dimensions du profll souterrain
resistant A !Infiltration, notons que stir In resistance des materiaux
ii existe trois conceptions difTerentes : la premiere, suivant laquelle,
on etablit les dimensions du profil d'apres certain coefficient hydro-
dynamique moyen caracterisanne flux d'infiltration total; In deuxieme
suivant laquelle on etablit. les dimensions du profil souterrain d'apres
in valeur du gradient de charge tolere A in sortie; la troisieme, quand
on Rabid les dimensions du profil souterrain en mutant de fabsence
de gonflement du terrain dans le bief aval. Dans farticle on propose
d'utiliser tine quatrieme conception (generalisee), suivant laquelle on
MIMt les dimensions principales du profit d'apres le coefficient hydro-
dynamique moyen et on les verifie supplementairement par le gonfle-
meld du terrain dans le bier aval el par !Infiltration stir la surface du
fond du bier aval d'apres le gradient A la sortie.
Comme coefficient moyen hydrodynamique caracterisant in resis-
tance casuelle d'in filtration du sol de fondation on propose In vitesse
moyenne d'infillration divisee par le coefficient de filtration A la base
du barrage.
Dans beaucoup de cas de sehemas aplatis du profit cette vitesse se
revele egale au gradient de charge lc long des elements horizontaux du
profil. Les dimensions principales du profil doivent etre telles que le
coefficient hydrodynamique mentionne (autrement. (lit la pente piezo-
metrique de contrtile) soil egal a sa valeur toleree. Les valeurs tolerees
de la pente piezometrique de contrOle pour des sols de fondation diffe-
rents out ete Lrouves en utilisant les donnees statistiques relevees
sur 7; barrages (Lep construits.
Extrail du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
?
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PARIS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Auguslins, 55.
152903-58
Imprim6 en France.
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?
COMMISSION INTERNATIONALE
DES 3RANDS BARRAGES
de la Conference Mondiale de l'Energie
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 135
QUESTION N? 22
P. SIMON
(FRANCE)
EPREUVE
Reproduction interdito
ETUDES DES TERRES DE SOUAPITI
P. SIMON,
Ingenieur en Chef a l'Electricile de France,
Chef de la Mission d'Eludes du Konkoure.
OBJET DU RAPPORT.
Le present rapport a pour objet d'exposer les etudes effectudes sur
les terres du site de Souapiti, pour juger des possibilites de leur emploi
comme materiau de construction du barrage, et definir les conditions
de leur mise en place pour constituer Fouvrage.
Les caracteristiques mecaniques du terrain de fondation ont ete
egalement etudiees en laboratoire, mais ces etudes n'entrent pas dans
le cadre de la .presente Note.
Avant d'aborder la question dont nous avons a traiter ici, rappelons,
par quelques chifires, la consistance de l'amenagement hydroelectrique
de Souapiti.
L'AMENAGEMENT DE SOUAPM.
L'amenagement projetea Souapiti se situe sur le Konkoure, fleuve
atier de la Guinee francaise.
(*) Tests carried out on Souapiti earth materials.
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L'equipement de cette chute comporte essentiellement :
? Un barrage en terre de 121,50 m de hauteur et 1075 m de longueur
en crete, representant un volume de terres de 25 millions de metres cubes.
? Une digue annexe de 22 M de hauteur et 820 r1-1 de longueur en
crete, dont le volume est de 56o 000 m3.
? Une usine souterraine, dquipee de quatre groupes de 120 000 kW,
soit une puissance totale de 480 000 kW.
? Une galerie de fuite de 114 m2 de section et de 6 200 m de longueur.
La production d'energie en arm& d'hydraulicite moyenne sera
de 3 milliards de kilowattheures.
LtGF.NDE DE LA FIGURE t
DIgue principale.
Coupe dans le lit du Konkoure.
Zones 1 et 1' : Materiaux impermeables (compactes au rouleau a pneus ou au
rouleau a pieds de moutons).
Zone 2 : Materiaux semi-permeables (carapace lateritique compactee au rouleau
pneus) ou materiaux impermeables (compactes au rouleau a pneus ou a pleds
de moutons).
Zone 3 : Enrochements de carapace lateritique (compactes au bull-dozer) ou
materiaux semi-permeables de carapace (compactes au rouleau A pneus) ou
materiaux impermeables (compactes au rouleau A pneus ou a pieds de moutons).
Main embankment.
Cross-section of bed of Konkoure.
Zones 1 and 1' : Impervious materials compacted with pneumatic and with sheep-
loot roller.
Zone 2 : Semi-pervious materials (lateritic crust compacted with pneuma ic roller)
and impervious materials (compacted with pneumatic or sheepfoot roller).
Zone 3 : Lateritic crust rock fill (compacted with bull-dozer) and semi-pervious crust
materials (compacted with pneumatic roller) and impervious materials (compacted
with pneumatic or sheeploot roller).
Prebatardeau = Preliminary cofferdam.
Batardeau = Cofferdam.
Enrochements tout venant de dolerite ou carapace.
Run of quarry dolerite and crust rock fill.
Materiau silto-argileux tout venant = Sillo-argillaceous run of quarry materials.
Enrochements de protection = Riprap.
Filtres = Filters.
Grands enrochements selectionnes = Selected coarse rock fill.
Injections = Grouting.
Sur toute l'emprise de la fondation rocheuse, les fissures et marmites seront soi-
gneusement bourrees de beton ou materiau impermeable.
In the whole foundation area, cracks and pot holes shall be carefully filled with concrete
or impervious materials.
Rocher sain = Sound rock.
Materiau silto-argileux ou matoriau de carapace lateritique.
Silto-argillaceous and lateritic crust materials.
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(
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Focht, tden
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LE BARRAGE DE SOUAPITI.
A la suite d'etudes comparatives entre les differents types de barrages
qu'il etait possible d'eriger sur le fleuve Le Konkoure au site de Souapili,
il est apparu qu'un ouvrage en terre compactee serait le plus economique.
Les premieres prospections et les premiers essais des terrains dc
couverture ont montre que les grandes masses de terres lateriliques
situees a l'emplacement du barrage el au voisinage immediat ataient
utilisables et mit permis de definir egalement le profit type de l'ouvrage
qui a ete retenu pour le lancement de l'appel d'offres des travaux.
Ainsi qu'il ressort de la coupe ci-annexee le barrage est essentiellement
constitue par un massif homogene impermeable de terres silt 0-argi-
leuses (zone 1) flanque A l'aval par un massif de materiaux tout venant
de terres et de blocs lateriliques dont la proportion de blocs petit aug-
menter de l'amont (zone 2) vers raval (zone 3) en fonction de la nature
des zones d'emprunt. Un fIltre assure la transition entre les deux massifs;
des enrochements de protection sont disposes sur les talus amont et
oval de Fouvrage.
Une prospection tres poussee des zones d'emprunts a l'aide de plus
de 200 puits de 15 A 20 m de profondeur et d'une dizaine de Lranchees
de grande longueur a permis d'evaluer le volume de terre disponible
une distance moyenne de l'ordre de 1,5 A 2 km A plus de trois fois le
volume clu barrage. Suivant les quantites de terre silto-argileuse et de
eroate latdritique rencontrees en carrieres, le profit de l'ouvrage pourra
subir des retouches quant au volume des differentes zones 1, 2 et 3.
LES TERRES DE SOUAPITI.
Nous nous trouvons en presence de formations de couverture resultant,
soil de l'alteration, soit de la lateritisation due au climat tropical d'un
complexe schisto-groseux du gothlandien sensiblement horizontal
injecte d'une roche eruptive, la dolerite formant. des ? sills ?. Ces terrains
de couverture se presentent sous forme de ? terms ? plus ou moms
encroatees dans la pantie superieure avec l'apparition des concretions
ferrugineuses.
Ii s'agit done de sols residuels a caractere silto-argileux renfermant
des nodules ferreux ou des morceaux de roche incompletement
decomposee (blocs de dolerile ou plaquettes de schiste) en proportion
tres variable.
Comme nous le verrons plus loin les caracterisliques mecaniques de
ces terres ? qu'ellcs proviennent de l'alteration des schistes ou des
dolerites ? presentent quelques differences, ainsi d'ailleurs que les
donnees A respecter pour leur mise en place et leur compactage. Cepen-
dant les zones de variation des proprieLes de ces deux families de sols
Sc recouvrent tres largement.
5
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Sur les plateaux et dans les zones A faible petite, la lateritisation donne
lieu A un phenomene de ferrilisation superflcielle entratnant la forma-
tion d'une carapace ou croate dure, veritable roche vacuolaire, d'epais-
seur variable, pouvant atteindre 5 A G m.
Notons que l'emploi de terres latitritiques analogues A celles du
Konkoure pour In construction d'un ouvrage aussi important que
celui de Souapili ne semble pas avoir de precedent.
LES ESSA IS.
Les essais oat ete de deux sortes
? Essais effectues en laboratoire, sur place d'une part et dans des
laboratoires specialises de mecanique des sols d'autre part;
- Essais de compaclage executes sur des zones d'emprunt pour
etudier les techniques du compactage et le comportement des terres
sous des rouleaux lourds A pneus et A pieds de mouton.
I. ? ESSAIS DE LABORATOIRE.
Un grand nombre d'essais out ete effectues en laboratoire, pour
analyser les caracteristiques particulieres de ces materiaux nouveaux,
et juger de leur possibilit6 d'emploi dans tine digue en terre compactee.
Les essais oat porte essentiellement sur les terres meubles plus ou
moms graveleuses, dites a materiaux silto-argileux nj la carapace n'a
donne lieu qu'll des mcsures de densites permettant de confirmer les
possibilites d'utilisation de cette carapace dure comme materiau
d'enrochement.
En dchors du laboratoire instand sur le site meme de Souaiiiii, ii
ele fail appel au concours d'un laboratoire americain A Vicksburg,
U. S. A. (Waterways Experiment station) et de laboratoires francais,
dont, deux laboratoires A Paris (Laboratoire du Bailment et des Travaux
Publics, Mecasol) et un laboratoire de l'Electricite de France, A Gap.
? De nombreux essais preliminaires out permis de se faire une bonne
idde de la qualite des terres el des possibilites de leur emploi comme
materiau de construction.
A. ESSAIS D'IDENTIFICATION.
En cc qui concerne la richesse en graviers (> 5 mm) de ces materiaux,
elle est extremement variable et peut aire pratiquement nulle dans les
couches argilcuses inferieures pour atteindre et meme depasser 6o %
en cm-Wines zones localisees generalement superficielles.
En raison de la nature des graviers et de la porosite tres variable
des materiaux, leurs densites sont tress dispersees et leur poids sped-
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flque vane dgalement de facon importantc avec In richesse en fer et.
la nature de la roche mere.
11 s'en suit que In densitd seche vane entre 1,23 et 1,70 et le poids
spdciflque gendralement dlev6 est compris entre 2,7 et 3 (exception-
nellement 4 pour des terres tres latdritisdes, riches en ter).
La resistance A la compression simple des terres compactdes en labo-
ratoire (A l'dnergic standard) est en moyenne supdrieure A 2 kg/cm=
(correspondant ft unc cohesion de i kg/cm2 thins l'hypothese d'un
angle de frottement interne nul).
Le coefficient de permdabilito des terres compactdes est compris
entre 5. o-b et 5.10-8 cm/s.
La teneur en eau naturelle des matdriaux des zones d'emprunt vane
entre 15 et 5o % (les teneurs en eau dlevecs sont gendralement observdes
en profondcur au voisinage du contact de la roche mere). La valeur
moyenne est en 01-Loral supdrieure de 3 A 5 % A la teneur en eau moyenne
optimum, celle-ci variant entre 13 et 4o % pour l'energie de cornpactage
standard.
L'ensemble de ccs resultais ont 6t6 obtenus, soit sur des m?nges
de matoriaux, soit sur des prdlevements ponctuels.
Les series d'essais qui ont Old rdalisdes sur des prelevements ponctuels
effectues ft une profondeur bien determinde d'un puits ou d'une tranchde
ont montrd que les caractdristiques de ces terres varient sonsiblement
d'un point a un autre. C'est pourquoi, il a 6t6 decide d'Otudier plus
particulierement les m?nges de matdriaux, plus representatifs des
caracteristiques moyennes des matdriaux de la digue. Chaque m?nge
est constitud, soit par un materiau d'origine doldritique, soit d'un matdriau
d'origine schisteuse.
Les etudes prdliminaires ont dtd compldtdes par deux series d'essais
consacrds essentiellement ft l'etude de la consolidation d'une part.,
et d'autre part aux variations des caracteristiques mocaniques en
fonction de la teneur en eau de compacLage et de l'intensite de
compactage.
De plus il a dtd procedo ft des essais en laboraloire sur un materiau
non cribld, c'est-A-dire en conservant les elements supdrieurs A 5 mm.
B. ESSAIS DE CONSOLIDATION.
Cette serie d'essais a eu pour but principal de preciser la facon dont
les terres se consolident, et de se rendre compte des risques de formation
de pressions interstitielles.
Y-a-t-il risque de pressions interstitielles importantes, compte tenu
de la cadence de construction de la digue, et des arrets de cinq mois
environ pendant la saison des pluies, qui permettent une certaine dissi-
pation de ces pressions ?
Dans quelle mesure ccs pressions interstitielles peuvent-elles reduire
les caracteristiques mdcaniques des terres ? L'importance des pressions
interstitielles dependant dvidemment de la teneur en eau des terres
avant application de la charge du rer.nblai, cc phenomene petit avoir
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tine influence preponddrante sur les directives du controle de la teneur
en eau lors de lcur mise en place.
10 Allatdriau schisteux.
La partie fine dc cc maleriau est un silt argilcux (15 A 3o % d'dlements
infdrieurs A 5 mm) plus ou moms sableux. Son poids spocifique est
de 2,83, sa limi Le de liquiclitd de 37 % et son indice de plasticitd de 13 %.
Les essais ont dt..6 effcctuds d'une part sur les 616ments fins du m?nge
crible pour dliminer les cailloux de dimensions supdrieures A 5 mm,
et d'autre part sur un matdriau a reconstitud LL de facon ft renfermer un
pourcentage de petits gravicrs compris entre 2 et, 5 mm (1) 6gal ft celui
des cailloux (> 5 mm) contcnus clans le m?nge initial (soit 25 %).
L'essai Proctor standard a donn6 :
? pour le m?nge cribld, une densito seche de 1,74 et une teneur
en eau optimum de 17,6 %;
? pour le m?nge reconstitud, on a obtenu : d, 1,79 et. 17,3 %.
(L'indice des vides vane entre 38,5 et 37 % dont 8 A 6 % de vides
d'air.)
En ce qui concerne in rdsistance au cisaillement les valeurs moyennes
obtenucs dans le domaine apparent peuvent etre prises dgales
= 300, o,3o kg/cm2 pour un matdriau mis en place A la
teneur en eau optimum (les valeurs mesurdes dtant de ?? = 270 et
C? = o,G kg/cm2 pour le materlau cribld et s.?= 310 et C? =-- o,4 kg/cm2
pour le matoriau reconstitud. Les essais de compression simple donnent
une valeur moyenne de la cohesion (A angle interne nul) dgale
A 1,45 kg/cm2.
Les essais de permdabilitd ont donnd un coefficient pour le sol compactd,
an voisinage de l'optimum, infdrieur ft 5.10-7 cm/s.
Quant aux essais de consolidation, ils ont elk effectues sous une
charge maximum de 15 kg/cm2 sur le materiau crible et sur le materiau
reconstitue.
Tine lois la stabilisation atteinte sous cette charge on a sature rechan-
tillon (plus exactement on l'a maintenu en presence d'eau pendant au
moms une semaine ? il est en effet pratiquement impossible de saturer
ces terres dans un dClai raisonnable, du fait du vide d'air important)
et Pon a observe s'il Sc produisait un tassement supplementaire. L'indice
des vides n'a subi pratiquement aucun changement.
On peut deduire de ces essais qu'apres la construction de la digue
aucun tassement appreciable des remblais schisteux n'est ft craindre
lors de In mise en eau.
Ces essais de consolidation ont montre par ailleurs que le tassement
rclatif augmente tres sensiblement avec la teneur en eau de mise en
place. Pour une charge de i5 kg/cm2, il passe de 6,2 %, pour un materiau
(1) Les dimensions des appareils classiques de laboratoire conduisent a tiliminer
les cailloux > 5 mm.
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mis en place A roptimum, A 8,3 % pour un materiau mis en place A
une tencur en eau superieure de 5 % a l'optimum; cc qui est normal,
la densite initiale de cc dernier echantillon etant plus faible.
On a egalement etudie les variations du tassement en fonction du
temps. On constate qu'une part. tres importante de cc tassement appcle
tassement initial, se produit presque instantanement.. Cc tassement
initial est d'ailleurs plus important pour le materiau compacte au
voisinage de l'optimum (ii pout atteindre So % au bout de 5 s) que
pour le materiau compacle du dole humide. L'effet des pressions inter-
stitielles se fait sentir plus faiblement sur un materiau loin de retat
de saturation, d'autant plUs que la permeabilite du ? materiau optimum,
dix Lois plus grande que celle du materlau mis en place du ate humide
(a + 5 %) permet une dissipation plus rapide des pressions interstitielles.
20 illateriau dolerilique.
La parLie fine de cc materiau (< 5 mm) est un silt fortement argileux
(3o A 4o % d'elements inferieurs a 5 mm). Sa limite de liquidite est
de 43 % et son indice de plasticito de 15 %. Le poids specifique vatic
entre 2,84 et 2,92 suivant qu'il est mesure sur les elements inferieurs
ou suporieurs A o,So mm.
L'essai Proctor standard donne une teneur en eau optimum de 23,3 %
et une densite seche correspondante de 1,58 pour le materiau crible
(pourcentage de vides 44,5 % dont 6,9 % d'air). Les valeurs obtenues
sur le materiau a reconstitue (35 % de graviers) sont a = 24,7 %,
ds = 1,57. Autrement dit le pourcentage de vides est d'environ 45,5 %
dont 6,8 % d'air. On constate que la teneur en eau optimum des mate-
riaux doleritiques est ties superieure a cello des materiaux schisteux
alors que la densite seche est nettement plus faible. Ceci est l'indice
d'un materiau plus plastique, plus argileux.
La resistance au cisaillement moyen correspondant. A l'optimum
est donnee dans le domaine apparent par ?? = 3o0 et C,, o,6o kg/cm2.
Les essais de compression simple out donne pour ccs materiaux
doleritiques une cohesion (A angle de frottement nul) de 1,15 kg/cm2
pour le materiau crible et de 0,70 kg/cm2 seulernent pour le materiau
reconstitue plus riche en gravier cc qui, a priori, semble normal.
Quant a la permoabilite de cc materiau, mesuree au pot. de Terzaghi
sur rechantillon non consolide, elle est de l'ordre de 3. ro 6 cm/s, soit
legerement superieure A colic des materiaux schisteux. Par contre, la
permeabilite du materiau doleritique consolido est de l'ordre de ro-8 cm/s,
elle est inferieure A colic du materiau schisteux consolide dans les memos
conditions.
En cc qui concerne les essais de consolidation, on n'a constate, comme
sur les matoriaux schisteux, aucun tassement supplementaire a A la
saturation de rechantillon apres stabilisation sous une charge
de 15 kg/cm2.
L'effet de la mise on eau sur les tassements des remblais doleriLiques
sera done negligeable. L'essai de consolidation n'a ete effectue que sur
le materiau ? reconstitue a.
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Le tassement relatif sous 15 kg/cm2 croit de 11,2 % pour une teneur
en can initiale voisine de l'optimum, a 12,1 % pour une teneur on eau
egale a l'optimum -I- 5 % (correspondant a une densite initialc plus
faible). Les tassements des remblais doldritiques scront done nettement
plus imporlants quo ccux des remblais schisteux (de l'ordre de 45 %
environ). Cc resultat qui revele In plasticite plus grande du materiau
doloritique, sera a verifier, car il pourrait avoir une repercussion sur
in repartition des differents materiaux en conduisant A mettre le materiau
le plus plastique qui donnera des pressions interstitielles plus fortes
dans la zone centralc.
Ce materiau doldritique presente un tassement initial qui pout
atteindre 65 A 70 % mais reste moms fort que celui du materiau schisteux.
Quoi qu'il on soft une forte partic du tassement, 70 A 75 %, se produira
rapidement, pratiquement pendant la construction dont la duree est
de 4 A 5 ans.
C. VARIATIONS DE LA TENEUR EN EAU ET DE L'ENERGIE DE COMPACTAGE.
Une deuxierne seric d'essais a ete specialement consacree A retude
des variations des caracteristiques mecaniques des terres en fonction
de leur teneur en eau de compactage et de rintensite de compactage.
A cot effet les essais de cisaillement out ete executes pour des terres
compactees a
? l'optimum : ? 2 %;
? l'optimum;
? l'optimum + 2 %;
? l'optimum : 4 %.
Les trois energies de compactage utilisees ont ete de 3o, 65
et 115 tm/m3.
Pour les essais de cisaillement, on a opere de la maniere suivante :
a. Essais triaxiaux d'eprouvetles saturees, essayees et drainage ferme. ?
Les moulages ont ete mis a saturer sous une couche de sable fin gorge
d'eau, pendant une duree de trois semaines environ. Apres saturation
des moules on preleve des eprouvettes qu'on soumet A des etreintes
de 2, 4, 6 et 8 kg/cm2. Il a ete procede egalement A des essais de compres-
sion simple. Pendant la mise en etreinte, le drainage est ferme de sorte
qu'il n'y a pas d'echange d'eau avec l'exterieur, toutefois, comme les
echantillons no sont pas completement satures, il y a une augmen-
tation de la densite pendant l'essai aux depens de la compressibilite
de l'air restant dans les eprouvettes.
Les caracteristiques apres saturation comportent les valeurs avant
l'essai de cisaillement et apres l'essai. Comme ii s'agit d'essais A drainage
ferme la teneur en eau a ete mesuree apres l'essai.
Avant l'essai on mesure le volume de reprouvette, et compte tenu
de la teneur en can on on deduit la densite seche et le pourcentage de
saturation.
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Apres l'essai, la densite, eau comprise est mesuree par immersion
dans le mercure et l'on en deduit la densite seche et le pourcentage
de saturation.
b. Essai triaxial de reference. - Cet essai triaxial correspond it l'energie
de compactage 65 tin/m3 et A une teneur en eau egale A l'optimum
+ 2 %. L'ochantillon est consolide sous l'etreinte.
0 Terres d'origine schisteuses.
Les resultats obtenus font l'objet des tableaux reproduits ci-apres :
Roche mere : schiste.
Energie
(tm/m3).
W( % )
(opti-
mum).
no
(kg/cm2).
5 mm);
la limite de liquiditd moyenne de cc maLdriau est d'environ 35 % et
l'indice de plasticite est voisin de 13 %. Le poids speciflque moyen
est d'environ 2,86.
Le schiste blanchatre de la couche inferieure forme un silt argileux
legerement sableux ne renfermant pas de gravier. Son poids specifique
est plus faible, voisin de 2,80 et son indice de plasticite n'excede pas 10 %
alors que la limite de liquiditd est d'environ 32 %.
On a constate sur ces differents maLdriaux des teneurs en eau natu-
relies generalement assez voisines des teneurs en eau optima, les mate-
riaux doldritiques etant plutet un peu trop humides alors que les mate-
riaux schisteux etaient plutot trop secs.
Ii faut signaler que ces matdriaux se dessechent assez rapidement
pendant la saison seche au cours de laquelle ont (Ad faits les essais.
us perdent facilement 5 h 6 % d'eau par exposition A l'air.
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D. LES ESSAIS ET LES MESURES.
La serie d'essais dont cette Note analyse les resultats, interesse des
m?nges de materiaux silto-argileux d'origine, soft doleritique, soit
schisteuse.
Ces essais out ete effectuds sur chacun des deux melanges avec chacun
des deux rouleaux. Quatre families d'essais ont done ete realises compor-
taut chacune quatre series :
10 le trace de la courbe de compactage (densite seche eh fonction
de in teneur en eau) permeitant de determiner la teneur en can
optimum;
20 l'etude de l'intluence du nombre de passages de l'engin, sur la
densitd seche;
30 l'etude de l'influence de l'epaisseur des couches compactees, sur
la densite seche;
40 la mise en place de cinq ou six couches superposees repondant
chacune aux caracteristiques optima dallies par les essais precedents
Min d'etudier la liaison des couches entre elles et de permettre des
essais complets sur le materiau ainsi compact&
Faute de temps avant la saison des pluies, l'emploi du rouleau A
pieds de mouton a dA etre limite aux essais (1) et (2) pour les schistes
et doldrites et aux essais (4) pour les schistes.
Tons ces essais ont ote executes .sur des bandes de compactage de
5,00 x 15,00 m, divisees en deux sections dans le sens de la longueur,
chaque section d'essai ayant done une surface de 38 m2 environ.
Chaque couche devait permettre la determination d'un point donne
de l'une des classes (1, 2 ou 3) pour lequel l'essai devait etre repetd
deux ou Lrois fois au moms pour eviter les causes de dispersions.
On a ainsi realise 165 couches compactdes. Dans chaque couche les
prelevements systdmatiques ont ete effectues :
Pour les irois premieres series d'essais :
? quatre prelevements remanies avant compactage, A l'aide d'un
petit carottier de 4 cm de diametre pour mesure de la teneur en eau;
? quatre prdlevements remanies apres compactage (0 4 cm) pour
mesure de la teneur en eau;
? quatre prdlevements intacts (non remanies) en boite cubique
de 81 apres compactage pour mesure de la densite seche.
Chaque, sdrie d'essais comportait la determination des limites d'Atter-
berg, du poids specifique, de la granulometrie (au-dessus de 0,1 mm)
et de la courbe Proctor standard. Les essais ont montre que l'energie
standard fournit une bonne correlation entre la courbe de laboratoire
et la courbe de chantier.
Au total ces essais representent pres de 1400 mesures de teneur en
eau, pres de 7oo mesures de densite seche, environ 35o etudes granulo-
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metriques, une vingtaine de determinations des limites d'Atterberg,
une trentaine de courbes Proctor standard, une vingtaine de mesures
poids speciflque.
Pour la quatrieme serie d'essais :
Les prelevements intacts furent executes pour retude des carac-
teristiques physiques et mecaniques du materiau compacte notamment
pour des essais de cisaillement. Trois de ces prelevements etaient effectues
dans une zone de materiaux prealablement cribles, de facon A eviter
les cailloux superieurs A 5 mm que les apparcils classiques de cisail-
lement et de consolidation ne peuvent admettre : le quatrieme prole-
vement effectud dans le materiau complet servait de controle.
E. LES EESLTLTATS.
Les resultats des differentes series d'essais (1, 2 et 3) sont consignes
sur les graphiques I, II et III. Les courbes representees sont les courbes
moyennes probables tracees en tenant compte des differentes causes
de dispersion. L'ecart relatif par rapport A ces courbes n'a jamais
excdde -1- 3 % :
On a constate que ces terres se compactent tres bien en formant
un materiau tres dur (ii est difficile de faire penetrer la plus fine des
aiguilles Proctor sans la tordre) et en donnant apres extraction et
compactage, un materiau relativement uniforme, malgre une grande
diversite apparente des terres exploitees.
On n'a jamais observe aucun rebondissement appreciable des terres
sous les engins de compactage, ni aucune vague, peut-otre en raison
d'une fondation un peu trop rigide sous les couches compactees.
Par ailleurs on a pu verifier que le compactage devient impossible
quel que soit l'engin des que la teneur en eau excede d'environ 8 %
l'optimum.
Le graphique I montre que les materiaux schisteux presentent une
aptitude indiscutable au compactage, superieure A celle des materiaux
doleritiques. La densite seche maximum obtenue avec les materiaux
schisteux vane entre 1,69 et 1,75, la teneur en eau correspondante etant
comprise entre 18 et 20 %. Pour les materiaux doleritiques la densite
seche maximum vane entre 1,56 et 1,59 pour une teneur en eau optimum
comprise entre 22,5 et 25,5 %, beaucoup plus forte que celle des mate-
riaux schisteux. Cette forte difference de teneur en eau optimum entre
les deux materiaux est susceptible de compliquer le controle de la
teneur en eau dans le cas d'un m?nge des deux materiaux. C'est
pourquoi il sera necessaire d'etudier an debut du chantier le compor-
tement d'un tel melange.
Le graphique I montre egalement que le rouleau A pneus permet
d'obtenir un compactage nettement plus effIcace que celui du rouleau
A pieds de mouton.
L'optimum du compactage obtenu avec le rouleau A pneus correspond
A une teneur en eau plus forte que celle donnee par le rouleau A pieds
de mouton. L'optimum du rouleau A pneus est donc plus pres de la
saturation, cc qui ne doit pas 'etre perdu de vue dans le contreple des
prcssions interstitielles.
Les densites seches trouvecs peuvcnt paraitre relativement faibles
&ant donne les poids specifiques Cleves des materiaux mais elles sont
tres voisines de celles donnees par les cssais Proctor standard.
Le rouleau A pieds de mouton essaye a fourni de bons resultats.
En particulicr, la pression nominale de 74 kg/cm2 parait satisfaisante.
Par contre, la forme tronconique des pieds ne semble pas parfaitement
adaptee aux materiaux. Une forme avec semelle largement debor-
20 140 160 080 200 220
Graphique L
Etude de la teneur en eau.
(1) Schisles. (3) Dolerites.
Rouleau A pneus (e = 37 cm, 11 = 5).
(2) Schistes. (4) Dolerites.
Rouleau a pieds de moutons (e = i5 cm, n = 8).
e, epaisseur des couches apr6s compactage;
n, nombre de passages aller et retour du rouleau
En abscisses : Teneur en eau a %.
En ordonnees : Densites seches
Water contents.
(1) Schists. (3) Dolerites.
Pneumatic roller (e = 37 cm, n = 5).
(2) Schists. (4) Dolerites.
? Sheep fool roller (c = 15 cm, n = 8).
e, thickness of lifts after compaction;
n, number of return passes of roller.
Abscissae : Water content %.
Ordinates : Dry densities.
Teneur in uu Oe X
240 260 280
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-C ?
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R.135
- is
dante (de So A loo cm2 de surface) scrait sans doute prdfdrable, et
dviterait des arrachements de terre qu'on a pu observer.
Les graphiques II montrent que le rouleau A pneus permet d'obtenir
ties rapidement la densite optimum : trois a cinq passes (aller et retour
de facon A couvrir toute la surface avec les traces des pneus) sont
suffisantes.
(1)
(2)
(3)
(4)
110
a
170 E
160
140
130
,q)
>1)
110 de
passag s Ann
2 4 6 8 10
Graphique 11.
Etude du nombre de passages du rouleau.
Schistes. Rouleau a pneus (e = 37 cm, a = 18 %).
Schistes. Rouleau a pieds de mouton (e = 15 cm, a = 18 %).
Dolorites. Rouleau a pneus (e = 37 cm, a = 22 a 23,5 %).
Dolerites. Rouleau a pieds de mouton (e = 15 cm, a = 24 %).
e, epaisseur des couches apres cotnpactage;
a, teneur en eau.
En abscisses : Nombre de passages aller el retour.
En ordonnees Densites seches.
Number of passes of rollers.
(1) Schists. Pneumatic roller (e = 37 cm, a = 18 %).
(2) Schists. Sheepfoot roller (e = t5 cm, a = 18 %).
(3) Dolerite. Pneumatic roller (e = 37 cm, a = 22 to 23.5 %).
(4) Dolerite. Sheeploot roller (e = o5 cm, a = 24 %).
e, thickness of layers after compaction;
a, water content.
Abscissae : Number of return passes
Ordinates : Dry densities.
;
? 19 ?
R.135
Par contre, le rouleau A pieds de mouton ndcessite 12 A G passages
(aller simple) pour obtenir la &mad optimum.
Les graphiques lit rdvelent que Fdpaisseur optimum des couches
compaclees au rouleau a pneus se Mime entre 35 et 45 con (au-delA on
constate, a travers Fdpaisseur de la couche, un assez fort gradient de
densitd qui risquerait de nuire A la liaison des couches par des pheno-
meows de tassements differentiels).
A noter que les tranehdes creusdes travers les remblais compactos
(une lois les essais no 4 achevds) n'onL pas permis de ddeeler les cliff&
macs couches qui etaient done parfaitement lides entre dies.
1 70
60
ISO
140
130
Epaisseur de la couchs in c
20 30 40 50
Graphique III.
Etude de repaisseur de la couche
Rouleau it pneus.
(1) Schistes. Nombre de passages aller et retour du rouleau (n = 4).
Teneur en eau (a = 15 %).
(2) Dolarites. Nombre de passages aller et retour du rouleau (n = 5).
Teneur en eau (cc = 21 %).
En abscisses : Epaisseur de la couche en centimetres.
En orclonnees : Densites seclies
Thicknesses of layers.
Pneumatic roller.
(1) Schists. Number of return passes of roller (n = 4).
Water content (a -= 15 %).
(2) Doterites. Number of return passes of roller (n 5).
Water content (a = 21 %).
Abscissae : Thickness of layer in centimeters.
Ordinates : Dry densities.
60 TO
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?
R.135 ? 90 -
Les essais de laboratoire effectuds sur les pralevements intacts
(essais no 4) ont permis de verifier les resultats obtcnus sur des &Ilan-
tillons compactes dans le moule Proctor.
On a en effet trouve, pour les materiaux doldritiques compacts
au rouleau a pneus, en cisaillement direct consolide rapide, bien que
la teneur en eau de misc en place alt ate tres forte (suporieure A 3o %,
soit environ 5 % au-dessus de roptimum et la densite seche faible
(1,4o environ).
= 28". Ca = o,5oo kg/cm2.
Sur les materiaux schisteux compacts au rouleau A pneus au VOiSi-
nage de l'optimum, les resistances au cisaillement mesurdes sont lege-
rement plus faibles :
2;".
7.!L? o , 3n kg,cm2.
Les materiaux schisteux compacts au rouleau A pieds de mouton
ont donne
# 30". C# 0
Quant aux coefficients de permeabilite mesures pour Fun confine
pour l'autre materiau, us sont voisins de o-7 cm/s.
Tous ces essais, juges ties satisfaisants, sont done de nature a donner
toute confiance quant aux possibilites de mise en ceuvre economique
de ces materiaux lateritiques pour la construction du barrage de
Souapiti.
REsurat.
Ce rapport porte sur les essais de terres effectues pour etudier les
possibilites d'utilisation et les conditions de mise en place des terres
du site de Souapiti employees comme materiau constitutif du barrage
qui doit etre e'difle a cet emplacement.
Nous donnons d'abord en quelques mots la consistance des ouvrages
de Souapiti et le profil de la digue, puis le resultat des essais et des
resultats obtenus. Ces essais comprennent :
to Les essais de laboratoire. ? Les essais de laboratoire ont ate executes,
soit sur le site me,me de Souapiti, soit dans des laboratoires specialises
de la Matropole et un laboratoire aux U. S. A.
Ces essais ont ate executes en particulier sur les deux types de terres
rencontrees a Souapiti, les terres d'origine schisteuses et les terres
d'origine doleritiques.
On pent distinguer principalement :
? les essais consacros a l'identification des terres, et A leurs carac-
teristiques essentielles apres compactage;
? les essais destines particulierement A l'etude de la consolidation
des terres sous difTerentes etreintes;
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
? 21 ?
R.135
?enfiui l'atude des variations des caracteristiques macaniques des
terres scion la teneur en eau de compactage et l'energie de compactage.
2? Les essais de compactage, stir lc terrain, a Faide de rouleaux lourds
utilises stir des aires d'essais.
Ces essais avaient pour but, de definir en stade preliminaire et de
servir a preciser les specifications du devis particulier dans le dossier
d'appel d'offres :
? la teneur en eau optimum de compactage;
? nombre de passages de rouleau, soit a pneus, soit a pieds de
mouton;
? l'apaisseur optimum des couches compactees.
***
L'ensemble de ces essais a montre que les terres de Souapiti
conviennent parfailement pour l'edification d'un barrage.
Les essais de consolidation ont permis de constater que les delais
de construction du barrage ataient compatibles avec la vitesse de conso-
lidation des terres, et que le phenomene de formation de pressions
intergtitielles ne paraissait pas redoutable.
Les essais de compactage en vraie grandeur ont donne des resultats
comparables aux essais Proctor standard de laboratoires.
Enfin, le rouleau A pneus donne des caracteristiques superieures
celles qu'on obtient a l'aide din rouleau A pieds de mouton. De plus, le
rouleau a pneus permet de compacter des couches dont repaisseur
est de 35 it 45 cm (apres compactage) alors que le rouleau a pieds de
mouton nacessite la mise en place de couches successives de 15 cm
d'epaisseur environ.
Tous ces essais omit permis de decider la construction du barrage en
terre de Souapiti.
SUMMARY.
The tests carried out in order to find out the practical applications
and the conditions of deposition of the Souapiti site earth materials
in the construction of the dam of the same name at this site form the
subject of this report.
We give in the first place a brief idea of the Souapiti structures
themselves and of the profile of the dam. The tests are then analysed
and their results given.
Laboratory tests. ? These tests were carried out both on the actual
site of Souapiti and in specialized laboratories in France and in one
of the United States laboratories.
The materials specially tested were the two types of earth found
at Souapiti; of schistous and doleritic origin.
_ --
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R.1.35 ? 22 ?
The main tests were :
? those devoted to the identification of the earth materials and to
their main characteristics after compaction;
? those bearing on the consolidation of the materials under various
loads;
? tests bearing on the variations of the structural characteristics
of the earth materials as a function of the water content and the compac-
tion energy.
2' Compaction tests on site, using the heavy rollers applied on the
test embankments.
The aim of these tests was to give a preliminary definition, for the
specifications of the call for tenders, of the following :
? optimum water content for compaction; ?
? number of passes of rollers, sheepfoot or pneumatic;
? optimum thickness of compacted lifts.
The tests showed that the Souapiti earth materials were perfectly
suitable for the construction of a darn.
The consolidation tests showed that the working program for the
darn was compatible with the rate of consolidation of the earth materials
and that the question of the formation of pore pressure did not seem
to present any great danger.
The full-scale compaction tests gave results comparable to those of
the standard laboratory Proctor tests.
Pneumatic rollers gave better characteristics than sheepfoot rollers.
Moreover, pneumatic rollers gave layers 35 to 45 cm thick after compac-
tion, whereas sheepfoot rollers required the placing of successive layers
about 15 cm thick.
The decision to construct Souapiti earth darn was made on the basis
of the tests described in this report.
Extrait. du Sixieme Con gres des Grands Barrages.
New York, 1958.
Declassified in Part - Sanitized Copy Approved for Release
PARIS. ? IMPRIMERIE GAIJTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprim6 en France.
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INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de la Conference Mondale de l'Energle
SIXIENIE CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
.NEW YORK, 1958
R. 136
QUESTION N? 21
VER6ON
ET RAJoEVIo
(YOUGOSLAVIE)
EPREUVE
Reproduction interdite
OBSERVATION DES CONTRArNTES
ET DES DEFORMATIONS
DANS QUELQUES BARRAGES EN YOUGOSLAVIE
MILAN VERtON,
Ingenieur de l'Universite de Belgrade,
Directeur Technique du Bureau d' Etudes Energoprojekt
et. BOGDAN RAJa'EVIt,
Docteur es sciences de l'Universitd de Paris,
Ingenieur en chef de la Section Geotechnique l'Encrgoprojekt,
Belgrade (YougoslavIe).
1. INTRODUCTION.
Les resultats d'auscultation de barrages exposes dans cc rapport
sont bases sur l'experience acquise cours de ).'observation des
ouvrages projetes par les auteurs et- construits en Yougoslavie pendant
les dix dernieres annees. D'une quantite considerable de documents
recueillis, nous avons choisi ceux que nous considdrons comme presen-
taut un interet general. Nous voudrions surtout souligner le fait que
toute conclusion eventuelle devrait etre soumise une discussion et
(*) Observations on Stresses and Deformations at some Dams in Yugoslavia.
Approved for
p or Release ? 50-Yr 2014/04/14 : CIA-RnPR-Lrli
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R.136 ? 2
que toute confrontation ulterieure des resultals obtenus avec des
mesures sur place pourra de toute facon etre interessant.
Ce rapport comporte la discussion des resultats des differentes mesures
effectudes stir des barrages en terre et barrages en enrochement,
notamment :
10 Vrla II : Barrage en schistes comprimds it section homogene et
revetement etanche amont en beton bitumineux, d'une hauteur
de 26 In.
2? illavrovo : Barrage en terre it section homogene, d'une hau-
teur de 56 in.
30 Vlasina : Barrage en terre it section homogene, d'une hau-
teur de 34,5 in.
40 Oacir-Banfa: Barrage en terre it section homogene, sur une fondation
permeable et d'une hauteur de 9,50 in au-dessus du terrain nature!.
Les ouvrages mentionnes soni decrils dans plusieurs rapports qui
out fait l'objet de discussions aux Congres Internationaux des Grands
Barrages (9, (2).
Dans ces ouvrages, onf. etd places des cellules electroacoustiques (Type
(Maine Galileo, Milan) ei des reperes pour le contrdle geodesique qui
a 60 eiTectue avec des instruments speciaux (type Wild). Nous avons
tente de comparer les resultats de nos mesures avec les calculs et les
hypotheses adoptes dans les projets, sans exposer les principes ci
methodes de calcul.
Nous allons exposer les resultats en adoptant la mdthode de discussion
par ouvrage et nous conclurons par une synthese de nos points de vue,
bases sur nos experiences.
2. BARRAGE VRLA II.
Dans tine section a travers des cellules electroacoustiques ont ete
posees en deux rangs, l'un au-dessus de l'autre. Leur disposition est
representde sur la figure i.
Par des mesures continues aux points choisis, les valeurs des pressions
out ete obtenues et des lignes d'egales tensions ont ete tracees.
En meme temps, on a calcule les valeurs des tensions et trace les
Ing. Dr. RAAEVIa M. BOGDAN et Dr. lug. JEVDJEVIC VUJICA, Some Special
Features of Design and Constructions for Earth and Rock fill Dams in Yugoslavia.
(IV,' Congas des Grands Barrages, New Delhi, ig5i, R. 16).
(1) Ing. Dr. RA.J.6EVIZI M. BoaDAN et lug. VERtON MILAN, Fondation du barrage
de Vlasina (Ve Congres des Grands Barrages, Paris, 1055, R. 90); Ing. Dr.
RAJaEVIE M. BOGDAN, Tassements d'un barrage en terre. Prevision et contrate.
Cas du barrage Vlasina (Ibid., R. 91); Ing. Dr. RAAEVIE M. BOGDAN et Ing. VEnCos
MILAN, Voile d'injection du barrage Vrla II (Ibid., R. 92).
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Declassified in Part- Sanitized Copy Approved for Release @ 50-Yr 2014/04/14 ? CIA-RDP81-01043R0037nn17nnn1 R
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_ 4 ?
lignes d'egales tensions obtenues par in melhocle exposee dans le
Rapport no 47 (3).
Les resultats de nos cssais portant stir le material', constitutif de
l'ouvrage execute, donnent un coefficient de deformabilite qui yule
scion la contrainte existante, de 1900 t Boo kg/cm2.
I
v t.
36_ -
------
?19 ? - - -
-r
2
?21
?22
0.
12
it
51 4
? I
? I g
0
2
7
B
Fig. 2.
Situation du barrage Vrla II
(1) Grate du barrage.
(2) Retenue. (Face amont).
(3) Route.
(4) Galerie de fuite.
(5) Deversoir.
0
Layout of the Vila II dam.
(1) Crest of dam.
(2) Reservoir.
(3) Road.
(4) Outlet channel
(5) Spillway.
0 Repere = Bench mark
29
.40P
OSP?
30
A.4144,
Tab
415.00
4170.00
--0-------.--
0 5 10 15
(3) J. GUILIIAMON et. H. CASTELNAU, Tassement des nuderiaux constilutifs et (Xe
la fondation. Barrage de l'ERI-Emda (Ve Congres des Crawls Barrages, Paris,
1955, R. 47)
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?5? R.136
Par superposition, on constate entre les lignes d'egales tensions
calculdes en fonction du poids propre de l'ouvrage et de la pression
hydrostatique, une concordance parfaite avec les isolignes obtenues
par mesure (fig.
Des reperes out ete poses sur le !name barrage (fig. 2). Les mesures
out ele commences en 2952 et les dernieres levees prises en conside-
ration out ete effectudes le 15 septembre 1957.
En prenant pour base du calcul les contraintes et le coefficient de
deformabilite determines ci-dessus, les deformations verLicales a la
crate du barrage out ete evaludes, dans la section i travers maximum,
a 22 mm. La figure 3 indique les tassements des reperes noo 5 et 6,
,c)
1952 53
10 [
20 m
??????
r
17,19,
T:31
r
56
56 57 51 59 1960
0
1952 53
10
20 Am.
??????
44
4' 4"
It! Is,
54 p455
56 57
59 1960
Fig. 3.
Diagramme de tassement en fonction du temps.
Time-settlement diagram.
releves en 2957, c'est-?ire six ans apres l'achevement de la
construction.
Le diagramme (fig. 3) prouve aussi que ces tassements diminuent
progressivement et gulls tendent asymptotiquement vers Fetal. d'equi-
fibre final. Dans le diagramme de la figure 4 sont reprosentes les tasse-
ments 11 in crate et sur les parements, ainsi que les deformations
horizontales.
Les deformations verticales sont proportionnelles a la hauteur du
barrage. Les tassements apres cinq ans atteignent ioo x 21/26000=0,1 %.
Lors de la mise en eau, le revetement amont a ete soumis alterna-
tivement is la pression de reau. Les deformations resultantes rcpt.&
sentoes par la figure 5 indiquent que les tassements maxima se sont
produits dans le pied du barrage, Landis que dans les positions plus
elevees, Hs soul proportionnellement moindres. Ces resultats ne sont
pas en concordance avec les deformations theoriques du revetement
amont soumis t\ la pression hydrostatique.
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50-Yr 20
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R.136
? 6 ?
PR 1.1
Q.:11-2a
0 I_ 312
/,,?.16
.cs
PR II-II
PR 01-01
7777?
PR IV -IV
1-5a
1
IX1057
.V1.1056 I
12 0 I X .10561
????:.?????.,..
Fig. 4 (1).
Deformations horizontales, profil transversal.
Horizontal deformations, cross section.
? 7 ?
PR I-1
R.136
Fig. 4 (2).
Deformations verticales, proill transversal.
Vertical deformations, cross section.
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R-1
10
120
131mm
? 8 ?
R-3 R4 12-5 R-6 R-7 R.8
R.13 R-22 R33 R.4a R-53 2-6a R7a
R43
10
oprt,
R-16 R-15 R-14 1143 R-12 R-11
10
20
'30mm
R-10
R-20
R-21
R.22
20mm
R -la R-23
R-33 R4 a
110
20mm
R46
.?????
R-53 R4a R43 R.133
R45
R-14
1643
1612 R-11
11-10R.20 R-21 R-22
F 0,
20mm
Fig. 4 (3-4). ? VrIa II.
3. Deformations verticales, profil longitudinal.
Vertical deformations, longitudinal section.
10 1.5 20 30m
4. Deformations horizontales, prof!! longitudinal.
Horizontal deformations, longitudinal section.
3. BARRAGE ff MAVROVG D.
Au barrage Mavrovo (fig. 6 a), les isolignes tnesurdes ne concordent
pas avec les isolignes calculdes thdoriquement.
II a did remarque qu'au cours de la mise en eau du barrage, les
R.36
R
10
rts
L 2omm.
R.46
12,4c
R.4.1
R.3
?9? R.1.36
PR I- I
PRI! II
P4
PR III - III N
R.5
R.6
Fig. 5. ? Vrla II
Deformations du revetement amonl.
Upstream rip-rap deformations.
15m. 10 S
Fig. 6. ? Mavrovo.
Isolignes de contraintes oblenues par mesures.
C,, cellule de mesure;
cellule de mesure avec coefficient de contrainte.
Equipressure lines obtained by measurements.
C? measuring cell.
C?, measuring cell with measured stress value.
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R.136
0
8 8 q 8 8. 8
c;
m o o O o o o
n
? n ^ n n n (..4 =
? 10 ?
0
0
0
El
8
Disposition des
Position of measuring cells.
R.136
contraintes marquees par les cellules indiquent tine certaine dependance
vis-?is de la pression hydrostatique, tandis que presque aucun rapport
n'existe entre les contraintes enregistr.des par cellules et la pression
due au poids propre de rouvrage.
I 1953 1
10.1X.1955
13011.19551
0 5 10 15 20m
24
R.25 1428
30mm
0
--------
--........
923 922
R-21
92?
929
929 R30
--
--
t9551
19571
R 19
R 20
R 18 R.182
130.3.19541
9.11 R.10 9.9
----
?.
97
130 V.19551
91
0 11 VI 1954
130.X.19541
10.13195
9.2 3 9.4
IL_
Fig. 8 (1).
R 5 9.6
Deformations horizontales, profit longitudinal.
(1) Crete du barrage.
(2) Premier risberme aval.
(3) Deuxi?
(4) Troisieme e
(5) Quatrieme
Horizontal deformations, longitudinal section.
(1) Crest of dam.
(2) First down-stream berm.
(3) Second
(4) Third
(5) Fourth
Repere := Bench mark.
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R.136 ? 19 ?
Les isolignes obtenues par les dernieres mesures soul reprdsentdes
stir In figure 6, qui pourrail etre rapprochde du diagramme des con traintes
obtenucs par le calcul de la pression hydrostatique agissant stir la
surface intdrieure du no3,,au inclind en argile (fig. 7).
Les contraintes thdoriques de calcul dues an poids propre dipassent A
peu pits trois fois les valeurs mesurees par les cellules electroacoustiques.
R35
PROFIL
R25
CD
R22
0
10 20 30mm
R26--
R34
R33
R 32
PROFILIII-III
R27
10
15m
12 5m.
130.V.1955 -
410.1X.1955I?
VI.1054 - -
PRoFIL IV-IV
R29
Fig. S (2).
Deformations horizontales.
(1) Noyau en argile.
(2) Materiau argileux.
Horizontal deformations.
(1) Clay core.
(2) Clayey materiel.
? 13 ?
-I. BARRAGE VLASINA n.
R.136
Au barrage Vlasina, des mesures de ddformations verlicales et horizon-
tales out CIC cifectudes et les rdsultats gdnoraux ressemblent aceux de
Mavrovo. Les diagrammes corres'pondants soul represents stir la
figure 8.
(2) 0?4
025
1126
R
10
20
30 mm.
0 023
022
071
020
78 Rri R30
121.0.11 8a
- - - - 110.1054
0 R12 103 014
________
_- .- --
... .--...:;* .
\
0
An R)0 29 08 07
0 01 02 03 04 05 06
0 5 10 15 20m
Fig. 8 (3).
Deformations verlicales, profil longitudinal.
(1) Crete du barrage.
(2) Premier risberme aval.
(3) Deuxi?
(4) Troisieme
(5) Quatrieme
Vertical deformations, longitudinal section.
(1) Crest of dam.
(2) First down-strewn berm.
(3) Second
(4) Third
(5) Fourth
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R.136 ? 14 ?
De* la duree du tassement, on pent conclure que pendant les premiers
trois ans, les deformations s'accentuent progressivement et qu'ensuite
elles s'approchent asymptotiquement de l'etat final (fig. 9).
130 V 19551
110.IX.19551
PPM ? 11
R26
PR III - III
R27
PR IVa- 1Va
RIO
PR V - V
R.2,
r- co a
...
, nrn
3
1
qmm
0
.......
pm,.
rs)
(1)
..... _.
R6
?
1 rim
-
Fig. 9.
Diagramme de tassement en fonction du temps.
Time-settlement diagram
Fig. 8 (4).
Deformations verticales, profit transversal.
Vertical deformations cross section.
5. BARRAGE s 0 VO'AR-BANJA D.
Le barrage Ovar-Banja se compose d'une partie en remblai, fondee
stir le terrain alluvionnaire permeable de 17 m environ d'epaisseur
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et d'une partie en beton, fon
rochcr
Les mesures des deformations
barrage (fig. To) oat montre que
depasse environ 3o fois la valcur
beton fondee sur le rocher.
Les deformations horizontales
dee sur des caissons atteignant le
?
verlicales des reperes A la crete du
le tassemcnt de la pantie remblayee
absolue du lassement de la pantie en
de la partie en beton peuvent de
meme etre negligees par rapport aux deplacements de la partie rem-
blayee, dont le diagramme esl donne sur la figure ii, qui represente
les deformations existantes dans les joints entre la partie en beton et
la partie en terre.
Sur cc barrage, les tassements verticaux Sc presentaient d'une maniere
tres dangereuse, car its augmentaient progressivement dcpuis quelques
amides, ayant alteint des dimensions assez elevees, environ xoo mm,
cc qui est beaucoup par rapport A In hauteur pen considerable du
a.m. Mai
28.101.1953
R 14 (R13 t2 16.V1 1956
-}r 10.X111956 1
'
7.1I 491
is.vm,1156
24.V1 1555
8 rii.4156
0 5 10 15 20 25 30m
Fig. /0 (1-2).
1. Deformations verticales de In pantie du barrage en maconnerie, profit lon-
gitudinal.
9. Deformations verticales de la partie du barrage en remblai, pro fll long i tudinal
1 Ligne du terrain.
1. Vertical de formations
2. Vertical deformations
section.
of the masonry part of dam, longitudinal section.
of the earth and rock-fill part of the dam, lon gitudinal
1 Ground surface.
Repere = Bench mark.
Fig. ii (1-2).
1. Deformations horizontales de la partie du barrage en maconnerie.
Horizontal deformations of the masonry part of the dam.
2. Deformations horizontales de la partie du barrage en remblai.
Horizontal deformations of the earth and rock-fill part of the dam.
barrage de To in a l'endroit du repere no 16, c'est-A-dire plus de i %.
En memc temps, on a remarque que les caux filtrantes emportent les
materiaux fin au-dessous du barrage, cc qui explique les tassements
Cleves et progressifs.
Une circonstance favorable, A savoir que lc Halve charrie des mate-
riaux fins en suspension qui sedimentent dans la retenue, a cause le
colmatage de la fondation permeable. Avec la diminution de la perco-
lation et de l'erosion des particules fines de la fondation, on a remarque
tine Lendance A in diminution de tassements (fig.
La disposition des points de mesure est indiquee stir la figure 12,
ainsi que in coupe transversale de in partie remblayde.
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.q.it 8 Ail;
Rg
IT
g
is
in es
m m
m m
m
.-
20
30mm.
R17
0
10
20
Fig.
30
Diagramme
40
en fonctior
so mm.
R18
II
Time-settleir
0
R1
.
10Mm.
0
?
??..
0 IR
20
10
..-- ...........
20
......- .......
30
40
i0
i0
PO
-
10
)0mm
13
de tassement
du temps
en! diagram.
28 VII 1953
16 I 1955
Fig. 12 (1)
Situation du barrage Ovtar-Banja.
(1) Crete du barrage.
(2) Partie en beton.
(3) Vole ferree.
(4) Pont de la vole ferree.
Ov'ear-Banja dam layout.
(1) Crest of dam.
(2) Concrete part.
(3) Railway-track.
(1) Railway bridge.
Ilepere = Bench mark.
0 Mire fixe sur le barrage = Leveling material on the dam.
Ei Ilepere fixe stable = Permanent fixed bench mark
5 10 15 20m
Fig. ii (4).
Deformations horizontales
du profil transversal.
Horizontal deformations
longitudinal section.
Les exemples ci-dessus et les resultats partiellement etudies peuvent
dormer lieu A certaines conclusions preliminaires, telles que :
1. L'interet que presente l'auscultation des barrages au moyen de
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? 20 ?
Profit transversal.
to
enrochement.
o???
C?i
???-???
Cross section.
??????
N
? 21 ? R.136
mesures geoddsiques, ainsi qu'au moven de inesures des contraintes
dans lc corps de l'ouvrage.
2. Dans les barrages en enrochement, les tassements peuvent etre
estimes avec une precision suffisante, A condition que le coefficient de
deformabilite soiL proprement choisi.
3. Dans les barrages en terre, lc mode d'implantation des cellules
meme n'a pas encore dle assez otudie; dans un meme point de mesure,
deux ou trois cellules devraient etre posdes. II est probable que grace
A un perfectionnement ultdrieur de la construction des cellules, on
pourra obtenir des rosultats meillcurs.
4. En effectuant. des mesures periodiques, il est possible d'obtenir
des conclusions tres importantes sur la securite et la stabilite des
ouvrages.
RESUME.
Lc rapport expose les donnecs et les rdsultats obtenus par l'ausculta-
tion des barrages suivants :
Barrage en enrochement ? Vrla II ?
Barrage en terre Mavrovo ?.
Barrage en terre ? Vlasina D.
Barrage en Lure Ove'ar-Banja D.
Aux barrages cites ci-dessus, des deformations ont ete mesurdes an
moyen d'instruments speciaux, afm que les resultats obtenus soient
d'une precision elevee. Ces mesures ont et6 effectudes pendant plusieurs
annees. Sur la base de resultats obtenus, on a pu dtablir une interpre-
tation et une conclusion preliminaire au sujet des deformations verti-
cales et horizontales des ouvrages.
Les points de mesure sont indiques sur les figures avec Vindication
de la disposition des instruments dans le corps du barrage pour le
controle des contraintes (cellules electro-acoustiques) et des tempe-
ratures pendant et apres la construction, aux diffdrents niveaux de
la retenue, avec Finterpretation des resultats obtenus.
Pour ces ouvrages, dont on a effectue les mesures, le calcul des defor-
mations et des contraintes theoriques a ote fait, avec comparaison des
resultats obtenus par mesure.
Cc rapport traite, A l'aide de tableaux et de graphiques, les questions
suivantes :
? Comportement de l'ou 'rage.
? Comparaison des projets avec l'ouvrage realise.
? Securile
? Protection et entretien.
? Possibilites de calcul des deformations avec un coefficient conve-
nable de deformabilite.
? Amelioration des mdthodes de placement des cellules dlectro-
acoustiques de mesure, ainsi que de leur construction et de leur controle.
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? 22 ?
? Pose de deux ou trois cellules dans un meme poste de mesure.
Des exemples cites et des resultats analyses, on a pu conclure :
1. L'auscultation des barrages par la mesure des contraintes dans le
corps du barrage presente un grand interet.
2. Il a ete prouve que pour les barrages en enrochement, le tasse-
ment pent etre estime avec assez de precision, en choisissant un coeffi-
cient convenable de ddformation.
3. Pour les ouvrages en terre, nous avons l'impression que notre
methode de placement des cellules n'est pas encore convenable et qu'en
un meme poste de mesure, 11 faut placer tout au monis deux on trois
cellules. II est probable que grace a un perfectionnement ulterieur des
cellules et une surface de contact plus grande, on pourra obtenir des
rdsultats meilleurs.
4. En cc qui concerne la securite et in stabilit6 des ouvrages, des
conclusions peuvent etre tirees des resultats des mesures et, de plus,
on dolt periodiquement analyser et etudier la nature des materiaux
constitutifs et les dimensions des ouvrages.
SUMMARY.
This paper deals with data obtained by observation methods applied
to the following dams :
?
Rock-fill dam Vrla II.
? Earth dam Mavrovo.
? Earth dam Vrla I.
? Earth embankment of Ov6ar-Banja Dam.
On the above mentioned dams, measurements of deformations have
been made by special instruments, and corresponding methods have
been applied in order to obtain data of highest accuracy. These measu-
rements were made during several years. Using the results obtained,
interpretation and conclusion are given with regard to the vertical
deformations of the structures.
The points of surface observation, and distribution of instruments (4)
in the dam body for the control of pressure and temperature variations
during and after construction at different water levels, together with
the interpretation of the results obtained is given.
For these structures, on which measurements of deformations and
stresses have been carried out, a theoretic stress and deformation
-calculation was made with a consequent comparison of results with
measured values.
(1) Electrocustic cells.
93
R .136
This report deals, with the aid of tables and graphs, with questions
concerning the :
? Behaviour of structures.
? Comparison between designs and structures completed.
? Real security.
? Protection and maintenance provisions.
? Possibilities for calculation of deformations by a suitable choice
of the deformability coefficient.
? Requirement for a more suitable method of placement for measu-
ring cells and for their control by placing two or three cells at a single
measuring place.
From the given examples and analysed results, the following conclu-
sions have been made :
1. Observation of dams by surveying, besides measurements inside
dam bodies, is of great interest.
2. It is shown that for the rock-fill dams, settlement can be esti-
mated with enough accuracy, when a suitable choice of deformability
coefficients has been made.
3. For earth material structures we have the impression that our
method of placing cells is not yet developed enough, and that at a
single measuring point, 2 or 3 cells should be placed. Probably more
acceptable results may be obtained by further improvment of cells
and increased contact area.
4. Concerning the security and stability of structures, conclusions
can be made, based on the result of measurements, performed perio-
dically and analysed; the same must be applied for what depends on
kind of material and size of structures.
Extrait du Sixieme Congres des Grands Barrages.
New York, 1958.
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PARIS. ? IMPRIMERIE GAUTHIER-VILLARS
Quai des Grands-Augustins, 55.
152903-58
Imprime en France.
COMMISSION INTERNATIONALE
DES GRANDS BARRAGES
de to Conference Mondiale de l'EnergIe
SIXIEME CONGRES
DES GRANDS BARRAGES
NEW YORK, 1958
R. 137
QUESTION N? 20
A. PRESMANES
(ESPAGNE)
EPREUVE
Reproduction interdtte
SURBLEVATION DU BARRAGE DE DOIRAS (*).
M. AousriN PRESMANES,
Ingeniero de Gaminos, Canales y Puerlos,
Sous-Directeur de a Electra de Viesgo S. A. . (Espagne).
SURELPNATION DU BARRAGE DE DOIRAS.
CA RA CTERISTIQUES.
La chute de Doiras utilise les eaux du Rio Navia, au moyen d'un
barrage poids, de forme curviligne, d'un rayon de 200 m, de x6o m
de longueur en crate jusqu'au deversoir et d'une hauteur totale au-dessus
de la cote plus basso de la fondation de 94,4o m.
La largeur du couronnement est de 5 in; le fruit amont de 5 % et
le fruit aval de 76 %.
Capacite de la retenue : volume total, IO2.106 in2; volume utili-
sable, 96,5.1o4. Longueur jusqu'a la fin de la retenue : 22,2 km et
superficie au niveau maximum : 4,75 km2.
Hauteur de la chute, variable entre 75,00 m maximum et 27,50 m
minimum.
(*) Heightening ol the Doiras Darn.
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R.137 ____ 4
Salime ? sans l'usine de Silvon ? et ensuitc en supposant Silvon d?
construit. On deduit par difference de l'energie reellement obtenue,
que la production reelle de la centrale de SiIvOn est d'un ordre
de 70.106 kWh.
CARACTERISTIQUES.
L'usine de Silvon est emplacee sur la rive droitc de la riviere Navia,
8o m a peu pres a l'aval du barrage, en dessous de la localite de SiIvOn.
L'axe principal est sensiblement parallele A la corde du couronnement
du barrage.
En premier stade, on a installe un groupe de 35 000 kVA, les ouvrages
necessaires pour un deuxieme groupe identique se faisant en
deuxieme itade.
Chute nette ;71,7)1in
Debit 3o 000 in3
Conduite force 3,5o in de diametre
Min de realiser la surelevation, ii rata modifier le prof11 original du
barrage, dans sa partie superieure. Son profll triangulaire Pigeaud,
avec des talus de 5 % i l'amont at de 76 % a l'aval, avec un poids
specifique de beton de 2 400 kg/m.3 rend simple et facile la surelevation
de 3,60 in qui n'affectera pas pratiquement le regime elastique actuel
du barrage.
Le raccordement du nouvel ouvrage avec l'ancien a ote fait en demo-
lissant la moitio amont du massif de beton qui forme le couronnement
du barrage, jusqu'A la galerie superieure, et en remplissant les
a fenetres D (galeries perpendiculaires) partant de cette galerie jusqu'au
parement aval, realisant ainsi l'ancrage du nouvel ouvrage avec celui
d? construit.
Le nouveau profil forme A l'amont un surplomb dont le but est de
compenser ainsi les efforts hydrauliques suporieurs qu'il devra supporter,
avec les effets du poids propre additionnel et dont il est interessant de
.deplacer la resultante vers l'amont.
On demolit jusqu'a 4,17 as en dessous du couronnement, Von
commence le nouvel ouvrage, faisant d'abord 0,77 m A la pente du
barrage (5 %), puis de IA, part le surplomb uniforme jusqu'a
atteindre 1,90 m; sur les 3,60 m restant, le parement amont est vertical
et la nouvelle largeur du couronnement est de 7 m.
Le parement aval est de 000 m plus en avant que le plan vertical
primitif.
ETUDE DE LA SURELEVATION.
CALCUL DES CONTRAINTES
DUES AU MASSIF DE SURELEVATION.
ZONE SUPER IEURE DU BARRAGE.
SECTION A-B.
Valeur de la resultante :
R 74 goo kg, V = 74 192 Isg, 11 = 6 5oo kg,
tg0 =-- 6,5oo o,o88.
74 192
Comma le coefficient de frottement est 7,- = 370, nous avons
tg = 0,75 et, par consequent, le coefficient de securite resultant du
glissement, en supposant que la resistance du massif A Felton tran-
chant soit nulle, c'est-A-dire qu'll n'y ait pas de cohesion
Photo 3.
Dernierc phase du betonnage de In sureldvation du barrage
et nouvelle culee rive gauche.
Last stage of concrete construction for the increasing of height of dam
and new abutment on the left side.
L'excentricite pour cette section est e = 0,025; le moment flechis-
sant vaut done :
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R.137
? 6 ?
La compression maximum, qui Sc produit dans une quelconque des
sections a etudier, pouvant etre amplement absorbee par l'ouvrage
etant donne sa valeur minime, nous considererons seulement la compres-
sion qui se produit a l'amont, pour contreler que son ordre de gran-
f
PROP/LS TYPES
TYPICAL CROSS-SECT/OHS
mouvecce CU.-----
FthE
S
0
78-20
f
Flhe S.1.
El
,
g
76.30
.. ?
&Ili
I
. ?
Fittc.
HE101014
I
I
I
?
. . ?
5.1110
. .
. . .
7230
? ?
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. ..'?
14E.01101 SAND
'C-T"-'------------.--(9
. ? ? ..
::???? :.
?...
:: ?
I
Fig. 7.
Penetration test. on river Bed at the main axis.
9 R.138
with increasing depth. It attained the specified value i. c. 1 5o kg/cm2
at depths less than I 4.o in and even more than this value as shown
in (fig. 7).
The results were submitted for thorough examination and through
consultation with Prof. Terzaghi, it has been decided that there is no
need to make any compaction for the river-bed, thus realizing a saving
of about two million Egyptian pounds.
To ascertain these results four more penetration tests were made on
November 1957, after flood time on the same test-field and they showed
the same results.
B. Penetration tests in the submerged dune sand fill at Shimet-El-Wah.
Eight penetration tests were performed at points forming a grid
of 4.o in both ways before the flood time of 1957.
These tests showed that the penetration resistance does not
exceed Go kg/cm2 revealing that compaction is necessary.
It was decided to divide the Lest field into two parts; one part for
compaction tests by deep vibration and the other by the use of
explosives.
5. TECHNICAL MEANS USED.
Working platform (fig. 8).
All the works done were performed from a movable platform mounted
on a movable bridge which is mounted on two transverse composite
girders fixed on two pontoons connected together by two cross-girders
forming the vibration double pontoon. The two pontoons were thus
spaced at 13.o m. The distance between the two cross-girders connec-
ting the two pontoons is 20.0 M.
Thus a test-field of 12.0 X 20.0 in is available.
The working platform was about 7.50 m above the water level.
The platform can be easily moved in the longitudinal and transversal
directions exactly to the required position.
The double pontoon was fixed by anchors to the right position by
using fixed points on the river bank. This position was checked from
time to time with respect to the fixed points on the river-banks.
A gauge was erected near the bank to measure the water level.
This was recorded at each test.
6. VIBRATOR (fig. 9).
The vibrator used is a Johann Keller standard patent, weight
about 750 kg, length 2.50 m and diam. o.3o in. The upper section
houses a 38o V electric motor driving an eccentric load housed in the
lower section. The water as well as the electric cable is carried through
flexible pipes to the top of the vibrator where connection is made
with passage ways in the casing of the vibrator. A manometer to
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R.138
? 10 ?
measure the jet water pressure was mounted on the pump pipes.
The electric current was measured by an ammeter and a voltmeter
on the switch board fixed on the working platform.
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