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RAPPORT DE STAGE
Aménagement des berges de Fontan suite à la tempête Alex (2020)
THOMASSET Foucauld
Quatrième année de Génie civil et urbain
Juin - Août 2022
Tuteur de stage : Wladimir MARTINEZ (responsable du pôle maîtrise d’oeuvre et exécution du SMIAGE)
Enseignant référent : Quang Huy NGUYEN
Établissement d’accueil : Syndicat Mixte pour les Inondations, l'Aménagement et la Gestion de l'Eau maralpin
(SMIAGE), 147 Boulevard du Mercantour Cadam, CS 23182, 06204 Nice Cedex 3 - FRANCE
Établissement universitaire : Institut National des Sciences Appliquées de Rennes (INSA), 20 Avenue des Buttes de
Coesmes, 35700 Rennes

Remerciements
Je remercie en premier lieu M. MARTINEZ, mon maître de stage, pour m’avoir guidé durant ces
deux mois au Syndicat Mixte pour les Inondations, l’Aménagement et la Gestion de l’Eau maralpin.
Je tiens à remercier particulièrement les ingénieurs M. BONNET, M. KAN et M.NOMIS pour leur
aide dans la réalisation de ma mission.
Je remercie également M. MARRO, Directeur Général des Services, pour m’avoir permis de réaliser
ce stage.
Je suis reconnaissant de la bienveillance et de la gentillesse de l’ensemble des agents, qui m’ont
donné l’occasion de travailler avec confiance et motivation.
Je remercie enfin M. NGUYEN, enseignant à l’Institut National des Sciences Appliquées de Rennes,
pour sa lecture de ce rapport.
3

Sommaire
Remerciements 3
Introduction 5
Partie I : Cadre du stage 6
1. Présentation du Syndicat 6
2. Le projet d’urgence à Fontan 8
2.1. Le contexte du projet 8
2.2 Les acteurs du projet 11
2.3 La temporalité du projet 11
3. Les missions du stage 13
Partie II : Étude hydraulique de la Roya à Fontan 14
1. Les crues torrentielles 14
2. Évolution du fond du lit 16
3. Calcul de l’affouillement potentiel 20
4. Force tractrice 26
5. Critique des méthodes employées 29
6. Conclusion intermédiaire 30
Partie III : Choix des ouvrages de protection 31
1. Murs poids REDI-ROCK 31
1.1 Vérification de la stabilité du mur poids 32
1.2 Critique de la méthode 35
2. Enrochement 35
2.1 Diamètre médian 36
2.2 Coupe type 36
3. Choix des techniques de génie végétal 39
Conclusion 40
Bibliographie 41
4

Introduction
La prévention et l’analyse des risques naturels sont des thématiques qui me passionnent. J’ai eu
l’opportunité en 2020 de faire un stage à l’Établissement Public Loire (à Orléans, dans le
département du Loiret) pour une étude dans le cadre d’un Programme d’Actions et de Prévention
des Inondations (PAPI). Mon stage de quatrième année en Génie Civil et Urbain à l’INSA Rennes est
une occasion supplémentaire pour poursuivre mes découvertes sur la prévention des risques
d’inondation. C’est dans cette perspective que j’ai adressé une candidature spontanée au Syndicat
Mixte pour les Inondations, l’Aménagement et la Gestion de l’Eau maralpin (SMIAGE). J’ai eu
connaissance de ce Syndicat lors d’une entrevue avec le Maire de Breil-sur-Roya (département des
Alpes-Maritimes) suite à la tempête Alex du 2 octobre 2020.
La tempête Alex s’est manifestée comme une crue torrentielle et morphogène dans les vallées de
la Roya et de la Vésubie (département des Alpes-Maritimes), occasionnant des dommages
importants sur les réseaux, les infrastructures, les habitations... Aujourd’hui, les travaux de
réhabilitation et de protection des vallées ne sont pas encore terminés.
En complémentarité avec mon expérience à l’EP Loire où j’ai réalisé une mission pour sensibiliser
des élus locaux aux risques d’inondation de plaine, mon stage au SMIAGE développe davantage
mes connaissances sur les inondations torrentielles. Ma mission porte sur la préparation d’une
Procédure d’urgence à caractère civile (PUC) et sur le choix des futurs ouvrages de protection
hydraulique mis en œuvre dans le village de Fontan (commune des Alpes-Maritimes). Le présent
rapport de stage questionne ainsi : de quelles manières prédimensionner des ouvrages de
protection hydraulique soumis à des crues torrentielles ?
Le rapport de stage se divise en trois parties. La première présente le Syndicat, le contexte du
projet à Fontan et les missions qui me sont confiées. La seconde partie introduit les estimations
hydrauliques (évolution du lit, affouillement potentiel, forces tractrices…) qui seront utiles pour
choisir les ouvrages de protection. Enfin, dans un dernier temps, sont évoqués le
prédimensionnement des ouvrages de protection à partir des estimations hydrauliques
précédemment définies.
5

Partie I : Cadre du stage
1. Présentation du Syndicat
Le Syndicat Mixte pour les Inondations, l’Aménagement et la Gestion de l’Eau maralpin (SMIAGE)
est un syndicat mixte labellisé Établissement Public Territorial de Bassin (EPTB). Le périmètre du
Syndicat comprend le bassin versant du Var et l’ensemble des fleuves côtiers du département des
Alpes-Maritimes. Il est composé de dix Établissements Publics de Coopération Intercommunale
(EPCI). Ces derniers peuvent ainsi transférer ou déléguer au Syndicat des compétences en matières
de gestion des milieux aquatiques et de prévention des inondations (compétences GEMAPI). Le
SMIAGE peut-être à la fois maître d'œuvre et maître d’ouvrage : des projets y sont ainsi menés en
son sein depuis la conception jusqu’à l’exploitation des ouvrages. L’organisme est aussi
gestionnaire de digues (de classes A, B et C) et d’un barrage.
Figure : Territoire du SMIAGE et ses EPCI adhérentes (CA : communauté d’agglomération, CC : communauté de communes)
6

Le Syndicat a été créé en 2017 et s’est rapidement agrandi, notamment suite aux besoins
post-tempête Alex. Près de 80 personnes y travaillent aujourd’hui et se répartissent autour de 4
directions. C’est la Direction ingénierie et travaux qui m’accueille pour le stage. Cette direction est
elle-même divisée en cinq pôles qui fonctionnent avec synergie et sans cloisonnement.
Figure : Pôles de la Direction ingénierie et travaux du SMIAGE
La Direction ingénierie et travaux assure plusieurs missions grâce aux compétences de ses
conducteurs de travaux, de son dessinateur projeteur, son géotechnicien, son hydraulicien, son
ingénieur génie civil… Pour la plupart de ses projets, la Direction mandate des bureaux d’études
techniques extérieurs pour des missions spécifiques (par exemple Géolithe pour des études
géotechniques, Sefab pour le dimensionnement de structures…). La pluridisciplinarité de la
Direction ingénierie et travaux permet d’esquisser la faisabilité des projets, de lancer des appels
d’offres et de vérifier la pertinence des études produites par les bureaux d’études mandatés.
7

2. Le projet d’urgence à Fontan
2.1. Le contexte du projet
Fontan est une commune des Alpes-Maritimes où vivent près de 300 habitants (INSEE, 2019). Elle
appartient à la Communauté d’Agglomération de la Riviera Française (CARF). La zone de projet se
focalise sur les berges de la traversée du village. Cette zone de projet est indiquée sur la figure
ci-dessous.
Figure : Zone de projet pour le stage au niveau de la traversée de Fontan
8

Au niveau de la traversée du village, la tempête Alex a provoqué des dommages importants sur les
bâtiments en plus de l’érosion des berges et des modifications morphologiques du cours d’eau. Le
projet vise une protection des berges sur un linéaire de 600 mètres. Le choix des ouvrages de
protection hydraulique est pensé de façon à [1] [3] :
○ Conserver les bâtiments existants en rive droite et de les protéger contre l’aléa torrentiel ;
○ Ne pas réduire la section hydraulique de la Roya ;
○ Assurer une insertion qualitative des ouvrages dans le paysage et dans le patrimoine local
de la commune.
D’un point de vue réglementaire, les travaux de reconstruction projetés nécessitent une
déclaration dans le cadre de la Loi sur l’Eau (DLE). Mais les procédures DLE sont longues et ne
permettent pas de répondre aux situations d’urgence et aux besoins des sinistrés.
Pour que les travaux de protection puissent démarrer rapidement, de nouveaux outils
réglementaires ont été instaurés. Au lendemain de la tempête Alex par exemple, des arrêtés
préfectoraux permettent de déroger aux procédures de marchés publics. Ceci pour rechenaliser les
cours d’eau, pour enlever les embâcles, pour instaurer des voies de circulation provisoires… En
2021, des Porter à la Connaissance du Préfet (PAC) sont utilisés et laissent place depuis 2022 aux
Procédures d’urgence à caractère civile (PUC). Les procédures PUC reprennent les rubriques d’un
dossier Loi sur l’Eau mais les simplifient. Parmi les simplifications, citons la dématérialisation de
l’enquête publique ou encore le passage régulier d’un écologue en substitution de l’inventaire
écologique sur quatre saisons. Mon stage prépare ainsi la mise en œuvre d’une procédure PUC
pour le projet de reconstruction des berges de Fontan.
Le linéaire du projet a été séquencé en une trentaine de profils, chacun d’eux espacés de 20
mètres. Tout au long de ce rapport de stage, plusieurs indications seront référencées à partir de la
numérotation de ces profils. Ces derniers sont donnés à la page suivante, sur des images satellites
acquises les jours suivants la tempête Alex. On y remarque l’important dépôt d’alluvions et
l’érosion des berges. Ce sont des caractéristiques d’une crue morphogène.
9

Figure : Profils du projet de P1 (amont) à P15 (aval)
Figure : Profils du projet de P16 (amont) à P30 (aval)
10

2.2 Les acteurs du projet
Plusieurs acteurs interagissent pour élaborer le projet de protection hydraulique au niveau de la
traversée de Fontan. Parmi les principaux acteurs :
○ La Communauté d’Agglomération de la Riviera Française (CARF), qui intègre la commune
de Fontan. La CARF est responsable de la GEMAPI (Gestion des milieux aquatiques et
prévention des inondations) mais a délégué cette compétence au SMIAGE.
○ Le SMIAGE, qui est maître d'œuvre et maître d’ouvrage du projet.
○ Les habitants sinistrés qui se sont regroupés en un syndic. À l’heure de l’écriture de ce
rapport de stage, certains habitants n’ont toujours pas retrouvé leur domicile. Les ouvrages
de protection hydraulique projetés pourraient empiéter sur leurs propriétés. La maîtrise
foncière sera traitée différemment en phase travaux et en phase d’exploitation. Pour
l’exploitation, la CARF envisage la maîtrise foncière soit par l’acquisition (procédure à
l’amiable ou procédure d’expropriation) soit par le biais d’une gestion contractuelle
(convention de gestion, servitude conventionnelle).
○ La Préfecture, qui représente l’autorité de l’État.
○ La Direction Départementale des Territoires et de la Mer des Alpes Maritimes (DDTM 06).
C’est cette direction qui sera chargée de l’instruction de la Procédure d’urgence à caractère
civil.
○ Les sociétés d’assurances, qui sont susceptibles de participer au financement de la
consolidation des avoisinants à proximité des futurs ouvrages de protection (ces derniers
sont à la charge du SMIAGE).
2.3 La temporalité du projet
Plusieurs maisons au niveau de la traversée de Fontan sont fortement endommagées par la
tempête [4] [5]. Les opérations de terrassement par le SMIAGE pour mettre en œuvre ses
ouvrages risqueraient de provoquer des effondrements. Pour se prémunir d’un tel risque, une
reprise au préalable des bâtiments fragilisés est à la charge des assureurs. Mais ces reprises sont
complexes et nécessitent des études approfondies. C’est pourquoi les travaux du SMIAGE ne
commenceront pas avant la fin de l’année 2022, soit plus de deux années après la tempête.
11

Figure : Exemple d'habitats endommagés par la tempête Alex, en rive droite de la traversée de Fontan
Mon stage intervient au cours de la phase avant-projet (AVP). Afin de mieux situer la temporalité
du stage, une chronologie est donnée dans la figure suivante.
Figure : Étendue du stage parmi la durée du projet de la traversée de Fontan
Une incertitude sur la réalisation de la procédure PUC réside ainsi, selon la décision prise par les
assureurs le 15 septembre 2022 (date postérieure à la publication de ce rapport de stage).
12

3. Les missions du stage
L’objectif du stage est de justifier dans une note de synthèse le choix des ouvrages de protection et
de confortement des berges. Cette justification se base sur des estimations hydrauliques et sur des
calculs de prédimensionnement que j’ai réalisés et qui ont été vérifiés numériquement par les
professionnels du pôle. La note technique comprend également des coupes types et un chiffrage
préliminaire. La note de synthèse ainsi réalisée servira comme support pour les études lancées
suite au comité technique de septembre 2022.
L’organisation de ma mission s’est structurée selon l’échéancier suivant :
● Récupération des données et des paramètres hydrauliques, géotechniques,
environnementaux, avoisinants… (5 jours)
○ Fixer le débit de projet, la granulométrie et la topographie du lit…
● Définition du projet (6 jours)
○ Découper le projet en tronçons d’études homogènes. Pour chacun d’eux, fixer la
géométrie (section hydraulique, largeur miroir…) et estimer les vitesses
d’écoulement, la hauteur d’eau, la hauteur de charge, la profondeur d’affouillement,
le nombre de Froude…
○ Tracer le profil en long de la traversée avec les niveaux des plus basses eaux
connues (PBEC), le niveau d’affouillement potentiel, la hauteur d’eau associée au
débit du projet…
● Dimensionnement des ouvrages (18 jours)
○ Choisir les ouvrages de protection adaptés à partir des analyses précédentes
○ Pré-dimensionner les murs poids REDI-ROCK et les enrochements
○ Dessiner des coupes types, produire des schémas explicatifs…
● Rédaction (10 jours)
○ Rédiger la note de synthèse
○ Rédiger des préconisations pour la G2PRO
13

Partie II : Étude hydraulique de la Roya à
Fontan
Préalablement à la présentation des études réalisées lors de ce stage, il convient de faire un bref
rappel théorique concernant les crues torrentielles et les phénomènes d’incision et
d’exhaussement du lit d’un cours d’eau.
1. Les crues torrentielles
On distingue les crues torrentielles (“éclairs”) des crues fluviales (“de plaines”). Il existe différentes
façons de définir une crue torrentielle. Nous nous appuyons ici sur la définition du rapport de
l’IRSTEA1
[20], à savoir “une crue ayant une activité morphologique notable” avec un “transport
sédimentaire important par des phénomènes de charriage ou de lave torrentielles2
". Les crues
torrentielles se manifestent également comme des crues rapides et violentes. Le bassin versant
montagneux de la Roya draine rapidement les eaux de ruissellement vers les cours d’eau, avec une
mise en charge importante lors de précipitations intenses.
Figure : Types de crues. Source : Les risques naturels en montagne, D.RICHARD, F.NAIM, L.BESSON
2
Méthodes d’aide à la décision pour les plans d’action et et de prévention, Analyse comparative des méthodes dites “multicritères” dans le contexte
du risque torrentiel, Mars 2018, Institut national de recherche en sciences et technologies pour l’environnement (IRSTEA), PITON Guillaume,
PHILIPPE Félix, RICHARD Didier, TACNET Jean-Marc. Page 6.
1
Institut national de recherche en sciences et technologies pour l'environnement et l'agriculture
14

L’hydraulique torrentielle est un sujet d’étude récent, essentiellement à partir de la seconde moitié
du XIXème
siècle : “les travaux de Meunier (1989 et 1991) ont lancé les bases de l’hydraulique
torrentielle française3
”.
Le régime fluvial est habituellement différencié du régime torrentiel à partir du nombre de Froude.
Ce dernier, noté , est le rapport entre l’énergie cinétique de l’écoulement et son énergie
𝐹𝑅
potentielle gravitationnelle :
(1)
𝐹𝑅
=
𝑈
𝑔𝐷ℎ
Avec :
la vitesse moyenne de l’écoulement
𝑈
la constante gravitationnelle
𝑔
la profondeur hydraulique
𝐷ℎ
Autrement dit, le nombre de Froude traduit la capacité des ondes de surface à remonter le courant
suite à une perturbation. La différenciation entre le régime fluvial ( ) et torrentiel ( )
𝐹𝑅
< 1 𝐹𝑅
> 1
peut aussi se faire à partir de l’étude de la pente ou de la hauteur critique.
Le régime torrentiel ne doit cependant pas être confondu avec la notion d’écoulement turbulent.
La turbulence traduit l’agitation du cours d’eau, comme moyen de dissiper l’énergie en excès.
Écoulements turbulents et laminaires sont différenciés à partir du nombre de Reynolds , qui est
𝑅𝑒
le rapport entre les des forces d'inertie (corrélé à la vitesse) et les forces visqueuses. Dans le cadre
d’une rivière, le nombre de Reynolds s’exprime ainsi :
(2)
𝑅𝑒
=
𝑈𝑅ℎ
ν
Avec :
la vitesse moyenne de l’écoulement
𝑈
le rayon hydraulique
𝑅ℎ
la viscosité cinématique
ν
3
0-Introduction générale à l’hydraulique en contexte torrentiel, support de présentation de la formation ONF/RTM à Barcelonnette, Juin 2019,
QUEFFÉLÉAN Yann, KUSS Damien. Page 13.
15

2. Évolution du fond du lit
Pour définir la profondeur d’ancrage des ouvrages de protection hydraulique, il convient de
connaître au préalable le niveau des plus basses eaux connues (PBEC) et le niveau d’affouillement
potentiel. Ces paramètres sont présentés dans les paragraphes suivants.
Positionnement des plus basses eaux connues (PBEC)
Un cours d’eau possède deux sources d’énergie principales : sa pente et son débit liquide. Quand
ces deux paramètres augmentent, la rivière accroît sa capacité à déplacer des matériaux solides
(alluvions, blocs rocheux…). Il existe ainsi une interaction entre les débits liquide et solide
𝑄(𝑡)
, illustrée par la balance de Lane et de Borland (1955).
𝑄𝑠
(𝑡)
Figure : La balance de Lane-Borland (1955)
Un cours d’eau cherche naturellement à avoir un état d’équilibre énergétique. Quand le débit
liquide est plus grand que le débit solide disponible, l’énergie en excès est dissipée par incision du
lit. À l’inverse, quand le débit solide devient plus grand (avec un apport de matériaux suite à un
glissement de terrain par exemple), on observe une tendance au dépôt. On parle d’équilibre quand
le potentiel de transport est satisfait par la fourniture sédimentaire : dans ce cas il n’y a
𝑄(𝑡) 𝑄𝑠
(𝑡)
théoriquement plus d’érosion ou de dépôt. Cependant, d’après l’ingénieur G. Degoutte [23] :
“même la rivière la plus paisible n’est jamais dans un vrai équilibre, du fait de la force tractrice (...).
Tout au plus nous pouvons dire que pour un régime permanent donné, la charge solide sortante est
égale à la charge entrante. C’est donc d’équilibre dynamique qu’il faut parler. L’équilibre dynamique
16

est un ajustement permanent autour d’une géométrie moyenne, aussi appelé respiration4
”. À titre
d’exemple, pour le projet de Fontan, le SMIAGE considère une respiration de l’ordre de 50
centimètres.
Une pente d’équilibre correspond ainsi à un lit fait d’alluvions tel que pour toute crue non
morphogène, l’écoulement trouve les matériaux solides nécessaires pour assurer son équilibre
entre la puissance hydraulique et la charge sédimentaire. La pente d’équilibre (équilibre
dynamique) peut être estimée en superposant les profils en long d’un cours d’eau à différentes
époques, en reliant des points de singularités (contrôles amont et aval : seuils, barrages, zones
pavées, exutoire…).
Figure : Ajustement de la pente d’un lit alluvionnaire (source : ETRM)
La profondeur d’un cours d’eau évolue ainsi au cours du temps, en s’abaissant (incision) ou en
s'élevant (exhaussement). Au cours de son Histoire, le lit de la Roya à Fontan a donc logiquement
connu un niveau “le plus bas” et un niveau “le plus haut”. Concernant le projet de Fontan, le
niveau des plus basses eaux connues (PBEC) a été initialement établi sur un relevé lidar fait en
2018. Un “lidar” (light detection and ranging) est un procédé de télédétection laser, qui permet de
prendre des mesures altimétriques à distance, depuis un vol en avion par exemple. Un autre relevé
lidar suite à la tempête Alex (2021) montre un exhaussement de 2,5 à 3,5 mètres par rapport au
lidar 2018 (niveau supposé des PBEC). Cette tendance à l’exhaussement est confirmé par un
consensus hydrologique publié par le CEREMA5
[12], sans pour autant donner de valeurs précises
pour la traversée de Fontan.
5
Centre d’études et d’expertise sur les risques, l’environnement et l’aménagement
4
Hydraulique et dynamique fluviale, Novembre 2001, cours universitaire du DEA hydrologie, hydrogéologie, géostatistique et géochimie, ENGREF,
DEGOUTTE Gérard. Page 59.
17

Au début de mon stage, il est pressenti que le Lidar 2018 est trop imprécis et surestime la
profondeur des PBEC. L’une des premières étapes de mon stage consiste ainsi à recalibrer ce
niveau des PBEC. Pour ce faire, je me suis basé sur des archives (anciennes cartes postales, plans
de projet de l’usine EDF…) où le niveau du lit est supposé correspondre au PBEC. Guidé par un
expert du SMIAGE, j’ai relevé différents points topographiques sur le site du projet afin de faire la
correspondance entre les cotes NGF actuelles et les altimétries indiquées sur les archives. La
conclusion est finalement la suivante ; les PBEC se situent à 2,5 mètres sous le niveau du Lidar
2021, et non plus à 3,5 mètres comme le présentait l’hypothèse initiale (lidar 2018). La
modélisation hydraulique de cet état de projet à -2,5 mètres de profondeur sur le logiciel HEC-RAS
permettra d’affiner les calculs de prédimensionnement, dont le niveau de protection effectif en
crête d’ouvrage. En effet, en “relevant” le fond du lit, la section hydraulique change. Le niveau de
protection en crête des ouvrages est alors à redéfinir.
Figure : Estimation du niveau des plus basses eaux connues
18

Autres paramètres influençant l’évolution du fond du lit
1. Le débit
Comme expliqué précédemment lors du repositionnement des PBEC, le débit liquide est une
𝑄
variable de contrôle pour l’évolution morphologique de la rivière. Ce paramètre conditionne ainsi
le projet à Fontan. La Préfecture des Alpes Maritimes fixe comme débit de référence
au niveau de la traversée de Fontan [9]. Le débit de projet retenu est quant à
𝑄𝐴𝑙𝑒𝑥
= 1000 𝑚
3
/𝑠
lui estimé à . Il correspond au débit de la base de données SHYREG. Le
𝑄𝑃𝑟𝑜𝑗𝑒𝑡
= 693 𝑚
3
/𝑠 𝑄100
débit est régulièrement employé comme référence de projet par le SMIAGE.
𝑄100
2. La largeur des faisceaux
Pour la traversée de Fontan, le RTM6
recommande une largeur de faisceau de 60 mètres. On
appelle “faisceau” la largeur du lit selon une section transversale au cours d’eau. La largeur idéale
du RTM ne peut pas être respectée au niveau de la traversée de Fontan à cause du contexte
environnant ; le faisceau est par exemple réduit à 22 mètres à proximité du profil P19 ou à 34
mètres au niveau du pont de la Tourette (P25). Le faisceau est également restreint au droit du
boulodrome (P15 à P21). Lorsque la largeur du faisceau est en-dessous de la valeur recommandée,
le lit de la rivière tend à inciser et à affouiller les fondations des ouvrages. Pour la traversée de
Fontan, il s’avère donc pertinent d’élargir le faisceau lorsque cela est possible. La suppression du
boulodrome (P15 à P21) pour agrandir le lit de la Roya s’est ainsi posée.
Pour étudier le gain hydraulique en supprimant le boulodrome, j’ai estimé la hauteur d’eau et la
vitesse d’écoulement avec et sans cet équipement. Cette estimation s’est faite avec la méthode de
calculs présentée dans la partie II.3 Calculs de l’affouillement potentiel. Finalement, la suppression
du boulodrome s’est avérée bénéfique pour deux raisons : d’une part un abaissement de la
hauteur d’eau de près d’un mètre et, d’autre part, une réduction de la vitesse d’écoulement. La loi
interdisant le prélèvement de matériaux en rivière, les déblais générés par la suppression du
boulodrome seront remis dans la Roya le temps d’être naturellement emportés vers l’aval.
6
Service de Restauration des Terrains de Montagne, appartenant à l’Office National des Forêts (ONF)
19

3. Calcul de l’affouillement potentiel
Définition
L’affouillement est la tendance du courant à éroder le lit de la rivière, engendrant une baisse
progressive du fond du lit. Plusieurs formes d’affouillement existent [25] :
○ Affouillement général (érosion naturelle)
○ Affouillement de contraction (augmentation de la vitesse d’écoulement et des forces
abrasives au niveau des rétrécissements du cours d’eau)
○ Affouillement local (au niveau des piles ou des culées)
Dans le cadre du projet de Fontan, on ne considère que l’affouillement général. Plusieurs formules
sont recensées pour calculer cette profondeur d’affouillement général [27].
Formule de Hayni et Simons (1968)
𝑑90
< 6 𝑚𝑚
𝐹 = 0, 48𝑄
0,36
−
𝑆
𝐵
Formule de Kellerhals (1967)
𝑑90
> 6 𝑚𝑚 𝐹 = 0, 248
𝑄
𝐵
( )
−0,8
* 𝑑90
−0,12
−
𝑆
𝐵
Formule de Ramette (1981)
Fonds sableux (0, 05 − 2𝑚𝑚)
[15] [27]
𝐹 = 0, 73
𝑄
𝐵
( )
2/3
* 𝑑50
−1/6
Avec :
la section mouillée correspondant aux plus hautes eaux (PHE)
𝑆
la largeur du lit mineur
𝐵
le débit de projet
𝑄
le diamètre du tamis telle que 50% de l'échantillon passe au travers
𝑑50
le diamètre du tamis telle que 90% de l'échantillon passe au travers
𝑑90
Pour le présent projet, la profondeur d’affouillement est calculée avec la Formule de Ramette
𝐸
(1981) [15]. Cette formule a été établie par M.Ramette sur la base des travaux d’Izard et Bradley
(1958). Le SMIAGE utilise habituellement cette formule pour ses estimations hydrauliques, car elle
est rapide à mettre en œuvre et tient compte à la fois de la géométrie de la section d'écoulement
et de la rugosité des matériaux. L’utilisation de cette formule est cependant critiquable, pour des
20

raisons qui sont présentées dans la partie II.5 Critique des méthodes employées. La Formule de
Ramette donne ainsi :
(3)
𝐸 = 𝐹𝑝
− 𝐻
Avec :
l’affouillement mesuré sous le niveau des PBEC
𝐸
la profondeur d’affouillement potentielle
𝐹𝑝
𝐹𝑝
= 0, 73 *
𝑄
𝐵
( )
2/3
* 𝑑50
−1/6
la hauteur de berge ou la charge hydraulique
𝐻 𝐻 = ℎ +
𝑣²
2𝑔
Figure : Schéma associé à la formule de Ramette
La hauteur de protection des berges comme présentée sur la figure précédente est mesurée à
partir de la charge hydraulique ( ) et non à partir de la hauteur d’eau ( ). Ceci s’explique par
𝐻 ℎ
l’écoulement torrentiel de la Roya : lors d’une crue, la surface de l’eau est parcourue par des
vagues dont la hauteur de crête est estimée par le terme d’énergie cinétique , avec
𝑣²
2𝑔
.
𝐻 = ℎ +
𝑣²
2𝑔
Figure : La Roya à Fontan lors de la tempête Alex (image de gauche)
21

Parmi les données connues dans la Formule de Ramette sont retrouvées :
le débit de projet
𝑄
la largeur du faisceau mesurée au fond du lit
𝐵
le diamètre médian des granulats dans le lit
𝑑50
la constante gravitationnelle
𝑔
Parmi les données inconnues dans la Formule de Ramette, sont recensées :
la hauteur d'eau (inconnue)
ℎ
la vitesse de l’écoulement (inconnue)
𝑣
Pour trouver l’inconnue hauteur d’eau , il suffit de faire converger vers par
ℎ 𝑄(ℎ) 𝑄𝑝𝑟𝑜𝑗𝑒𝑡
itérations. On retient alors la valeur de telle que . Cette itération est
ℎ 𝑄(ℎ) = 𝑄𝑝𝑟𝑜𝑗𝑒𝑡
= 693𝑚
3
/𝑠
faite de manière automatisée avec l’outil valeur cible du logiciel Excel.
L’expression de est définie avec la relation de Chézy (1775) :
𝑄(ℎ)
(4)
𝑄(ℎ) = 𝑆𝐶 𝑅ℎ
𝐽
Avec :
le coefficient de Chézy
𝐶
la section hydraulique
𝑆(ℎ)
𝑅ℎ
la pente d’énergie, c’est-à-dire la pente de la surface de l’eau.
𝐽
22

L’introduction du coefficient de Manning-Strickler permet d’obtenir (5) à partir de (4). Le
𝐾 =
𝐶
𝑅
1/6
coefficient de Manning-Strickler est tabulé selon la rugosité considérée pour le cours d’eau.
𝐾
(5)
𝑄(ℎ) = 𝐾𝑆𝑅ℎ
2/3
𝐼
Pour rappel, l’équation de Manning-Strickler n’est valable que pour le régime
permanent/stationnaire ( constant) et uniforme ( constant), où la pente du lit est parallèle à la
𝑄 ℎ 𝐼
pente d’énergie . Peut-on alors réellement utiliser cette expression dans le cadre du projet de
𝐽
Fontan, sachant que le régime n’y est pas permanent et uniforme (RPU) ? Selon une formation
donnée par le RTM [21], il existe deux conditions pour appliquer l’expression de Manning-Strickler.
La première condition est basée sur les expériences de Smart et Jaeggi en 1983 : “au-delà d’une
pente de 6 à 10%, la phase solide perturbe suffisamment l'écoulement liquide pour que cette
équation perde toute validité7
”. La deuxième condition condition est basée sur les travaux de
Rickenmann et Recking en 2011 : “la loi de Manning-Strickler donne des résultats corrects pour des
profondeurs relatives (définies par le ratio supérieures à 7 environ8
”. Où est le rayon
𝑅ℎ
/𝐷84
𝑅ℎ
hydraulique et signifie que 84% des sédiments ont des diamètres inférieurs à cette valeur. À
𝐷84
titre d’information, les résultats de ces expériences historiques sont donnés en annexe 1 et 2. Ces
deux conditions sont vérifiées dans le cadre du projet de Fontan. Nous allons ainsi appliquer
l’expression (5), en acceptant que les résultats obtenus ne donnent qu’un ordre de grandeur et pas
de valeurs précises.
8
Ibid
7
3-Hydraulique torrentielle, support de présentation de la formation ONF/RTM à Barcelonnette, Juin 2019, QUEFFÉLÉAN Yann, KUSS Damien.
Diapositive 13.
23

Application
En guise d’illustration, nous allons estimer la profondeur d’affouillement entre les profils P19 et
P20 sur la base de ce que j’ai réalisé durant le stage. La section hydraulique simplifiée du profil P19
est donnée par la figure suivante. Nous supposons un enrochement de blocs rocheux en rive
gauche et un mur vertical en rive droite, d’où la géométrie particulière.
Figure : Profil P19 de la Roya, enrochement en rive gauche et écran vertical en rive droite
À partir des paramètres géométriques et des données initiales (débit, pente, rugosité), j’ai
construit un tableur pour déterminer la profondeur d’affouillement. Ce tableur permet également
d’obtenir les hauteurs d’eau et de charge, la vitesse d’écoulement, le rayon hydraulique… Ces
résultats sont présentés à la page suivante.
L’idée a été de dessiner différents profils selon les types de protection envisagés, pour en
comparer ensuite les variations sur les profondeurs d’affouillement et les forces tractrices
(paramètres participant au choix et à la géométrie des ouvrages de protection).
24

Figure : Extrait d’un tableur pour calculer la profondeur d’affouillement sur P19, avec l’outil valeur cible pour définir h
Ces calculs ont été faits sur l’ensemble des profils du linéaire et pour différentes géométries. Les
valeurs obtenues ont ensuite été regroupées par tronçon homogène afin de choisir les ouvrages de
protection appropriés. Ceci tout en prenant soin de préserver une homogénéité dans le paysage.
La profondeur d’affouillement pour le profil P19 a ainsi été estimée à 2,6 mètres, soit 2,6 mètres
sous le niveau des PBEC. S’il n'est pas souhaité de faire descendre les ouvrages de protection au
niveau de l’affouillement potentiel (pour des raisons économiques ou opérationnelles lors du
25

chantier), un dispositif anti-affouillement doit être mis au niveau des PBEC (sabot parafouille, par
exemple). Dans le cas où les profondeurs d’affouillement sont trop importantes, une solution
pourrait être de repaver le lit de la rivière. Le pavage d’une rivière correspond au matriçage en
fond de lit de granulats et de blocs rocheux qui ne peuvent être déplacés que par des crues
morphogènes (donc avec des grandes périodes de retour). Pour le projet de Fontan, si cette
solution est techniquement faisable elle n’est pas admissible du point de vue écologique car elle
impacterait de façon trop significative la faune et la flore locale.
4. Force tractrice
Le courant génère une force tractrice (ou d’arrachement) notée sur le fond du lit et sur les
𝐹
berges. Cette force tractrice augmente avec la sinuosité du cours d’eau et avec de faibles rapports
. Afin d’estimer la contrainte tractrice , on définit le volume de contrôle d’un écoulement
𝐿
ℎ
τ0
uniforme avec sa longueur , son périmètre mouillé et sa section mouillée . On a ainsi [15] :
𝑑𝑠 𝑃 𝐴
(6)
𝑑𝐹 = τ0
𝑃𝑑𝑆
Figure : Définition d’un volume de contrôle pour déduire l’’expression des forces tractrices
26

Les forces de pression s’annulent de part et d’autre du volume de contrôle. En faisant l’équilibre
entre la force tractrice et la force motrice dûe au poids , on a :
𝑑𝐹 𝑊
. Avec l’hypothèse des petits angles, .
𝑑𝐹 = τ0
𝑃𝑑𝑆 = 𝑊𝑠𝑖𝑛(𝐼) = γ𝐴𝑑𝑆𝑠𝑖𝑛(𝐼) τ0
𝑃𝑑𝑆 = γ𝐴𝑑𝑆𝐼
Soit .
τ0
= γ
𝐴
𝑃
𝐼 = γ𝑅ℎ
𝐼
Que l’on peut aussi écrire en posant :
γ = ρ𝑤
𝑔
(7)
τ0
= ρ𝑤
𝑔𝑅ℎ
𝐼
Avec :
la masse volumique de l’eau
ρ𝑤
l’accélération de pesanteur
𝑔
𝑅ℎ
la pente du lit
𝐼
Ci-dessous est donné l’exemple des calculs de contraintes entre les profils P26 et P31, dans le cas
où la section hydraulique est considérée comme une section trapézoïdale avec des berges inclinées
en 3H/2V. Les calculs d’affouillement précédemment réalisés ont déjà permis de déterminer le
rayon hydraulique .
𝑅ℎ
Contrainte tractrice en fond de
lit de P26 à P31
Masse volumique
eau
ρw (kg/m3
) 997
accélération de
pesanteur
g (m/s²) 9,81
pente du lit I 0,008
Rayon hydraulique Rh (m) 5,16
Contrainte tractrice
en fond de lit
τ (Pa) 408
27

En ce qui concerne l’arrachement sur des berges inclinées de par rapport à l’horizontal, on
τβ
β
miore avec l’angle de frottement du sol :
τ0
ϕ
(8)
τβ
= τ0
* 1 −
𝑠𝑖𝑛²β
𝑠𝑖𝑛²ϕ
Contrainte sur berge
de P26 0 P31
pente des berges β (rad) 0,588
angle de frottement
interne
φ (°) 38
φ (rad) 0,663
coefficient 1 −
𝑠𝑖𝑛²β
𝑠𝑖𝑛²ϕ
0,434
Contrainte tractrice
en fond de lit
τβ (Pa) 177
La connaissance des forces tractrices s’avère utile pour choisir les techniques de génie végétal
adaptées pour les berges, lorsque les conditions hydrauliques le permettent (c’est-à-dire quand les
vitesses de courant n’excèdent pas les ). À titre d’exemple, les résultats numériques calculés
2 𝑚/𝑠
dans les tableaux précédents sont repris dans la partie III.3.1 afin de choisir les solutions en génie
végétal possibles.
Connaître les forces tractrices permet également d’estimer la contrainte critique de charriage des
grains en fond de lit [22].
28

5. Critique des méthodes employées
Critiques sur l’utilisation de la formule de Manning-Strickler
Les valeurs obtenues (affouillement, vitesse, hauteur d’eau…) ont été comparées avec des
modélisations HEC-RAS9
faites par l’hydraulicien du SMIAGE. La comparaison montre des résultats
cohérents avec un même ordre de grandeur.
L’utilisation de la formule de Manning-Strickler implique le choix d’hypothèses simplificatrices, qui
imposent un écart avec la réalité. Cet écart peut être la raison des différences observées avec le
logiciel de modélisation hydraulique HEC-RAS. Parmis les approximations :
- La section hydraulique est considéré comme homogène en géométrie et en rugosité entre
deux profils consécutifs (soit une distance de 20 mètres)
- Le choix de la rugosité (coefficient ) est complexe à estimer pour un cours d’eau. Dans
𝐾
notre cas, il a été adopté une démarche sécuritaire en prenant le plus grand coefficient 𝐾
de l’intervalle possible
- Il a également été considéré que , c’est-à-dire que la pente du fond du lit est parallèle
𝐼 = 𝐽
à la ligne d’énergie. Il est à noter que peut être déterminé en analysant les laisses de
𝐽
crues et en faisant tourner plusieurs modélisations hydrauliques, ce qui n’a pas été fait pour
le projet.
D’autres formules existent pour estimer la vitesse moyenne et la hauteur d’eau pour des cours
d’eau en montagne, comme la relation de Ferguson (2007) :
(9)
𝑢 =
2,5𝑔
0,5
𝑅ℎ
1,5
𝐽
0,5
𝐷84
Il aurait été intéressant d’appliquer cette formule au projet et d’en mesurer l’écart entre avec les
résultats issus de l’application de Maning-Strickler.
Critiques sur l’utilisation de la formule de Ramette
D’après un guide méthodologique du CEREMA [26], les résultats de la formulation de Ramette
pour estimer l’affouillement général sont “à considérer comme premier ordre de grandeur
9
HEC-RAS (Hydrologic Engineering Centers River Analysis System) est un logiciel de modélisation des cours d’eau développé par l’armée américaine
29

sécuritaire10
”. Un rapport d’avant projet du RTM [28] argumente aussi que “les valeurs obtenues
par cette approche sont souvent très importantes et que cette méthode convient surtout pour les
rivières à fond sableux et pour les affouillements provoqués par les tourbillons et localisés au droit
des culées des piles centrales de pont11
”.
Critique sur les tableurs réalisés
Une critique est aussi à apporter sur les tableurs réalisés : ceux-ci ont été construits sans
programmation en VBA, ce qui peut s’avérer très contraignant si l’on souhaite changer le débit de
projet ou la géométrie des sections hydrauliques.
6. Conclusion intermédiaire
Lors des estimations hydrauliques, j’ai appris à “sortir” des cas d’école où les paramètres initiaux
sont clairement énoncés. À l’inverse, j’ai dû choisir avec autonomie certains paramètres initiaux,
tels que le choix de la rugosité, la granulométrie médiane du lit de la Roya… Des choix différents
peuvent entraîner des écarts significatifs dans les résultats, tel que la profondeur d’affouillement
potentiel par exemple. Les hypothèses se font ainsi en considérant les cas les plus défavorables, de
façon à surdimensionner les futurs ouvrages plutôt que les sous-dimensionner (approche
sécuritaire). Les estimations hydrauliques menées jusqu’à présent n’aboutissent donc qu’à des
ordres de grandeur. L’ingénieur doit avoir conscience de ces approximations et doit être capable
d’en définir les origines.
11
Confortement de la digue de la Durance dans la traversée de bourge en rive droite et protection contre l’affouillement, Commune de l’Argentière la
Bessée, Rapport d’avant-projet, Janvier 2001, RTM. Page 31.
10
Analyse de risque des ponts en site affouillable, Février 2019, Guide méthodologique, CEREMA. Page 48.
30

Partie III : Choix des ouvrages de protection
Le choix des ouvrages de protection hydraulique pour la traversée de Fontan dépend notamment :
○ Des estimations hydrauliques faites précédemment (profondeur d’affouillement, forces
tractrices, surverse en crête…)
○ De la stabilisation du fond du lit (pavage de la rivière, seuils…)
○ De la possibilité de faire des terrassements pendant les travaux (selon la cohésion du sol)
○ De l’insertion dans le paysage et de l’homogénéité du projet
○ Des financements disponibles
Pour des raisons de responsabilité et de jurisprudence, la mise en œuvre des ouvrages de
protection au droit des avoisinants fragilisés (P15 à P23) impose deux ouvrages distincts : un
premier pour stabiliser les habitats (à la charge des assurances, qui n’est pas étudié ici) et un
second pour la protection hydraulique (à la charge du SMIAGE). Un mur REDI-ROCK est ainsi
préconisé par le SMIAGE en rive droite.
1. Murs poids REDI-ROCK
Un mur redi-rock est mur poids fait d’un assemblage de plusieurs modules de béton. De la terre
armée peut également être mise à l'amont du mur.
Figure : Démonstration d’un assemblage de module REDI-ROCK à Fontan
31

1.1 Vérification de la stabilité du mur poids
Un défaut de stabilité se manifeste de différentes façons pour un mur poids [18], comme cela est
illustré ci-dessous :
Figure : Les ruptures possibles pour un mur poids (source : www.groupe-sma.fr)
Dans le cadre de mon stage, j’ai cherché à vérifier la stabilité au renversement et au glissement du
mur poids REDI-ROCK en amont du profil P15 (c’est-à-dire hors des zones d’interaction avec
l’ouvrage à la charge des assureurs).
Le renversement est vérifié quand le rapport des moments est le suivant :
𝐹𝑅
=
𝑀 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑛𝑡
𝑀 𝑟𝑒𝑛𝑣𝑒𝑟𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡
> 1, 5
Le glissement est vérifié quand le rapport des forces est le suivant :
𝐹𝐺
=
Σ 𝑓𝑜𝑟𝑐𝑒𝑠 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑡𝑟𝑖𝑐𝑒𝑠
Σ 𝑓𝑜𝑟𝑐𝑒𝑠 𝑑é𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑡𝑟𝑖𝑐𝑒𝑠
> 1, 5
Afin de faire les vérifications, j’ai choisi les hypothèses les plus défavorables en considérant que :
○ l'ouvrage est affouillé (la butée n'est pas prise en compte)
○ la cohésion du sol est nulle (sol essentiellement composé d’alluvions)
○ il n’y a pas de chaînage entre la semelle et le mur poids
○ la terre armée n’est pas prise en compte dans les vérifications
○ la hauteur d’eau correspond à celle d’une crue de faible période de retour
○ le niveau de l’eau en amont de l’ouvrage est le même que le niveau de la Roya (les
pressions hydrostatiques se compensent)
32

La coupe type des dispositions constructives du mur REDI-ROCK est donnée par le constructeur et a été adaptée au contexte de l’étude. La réalisation
d’un tableur m’a permis de faire les calculs de stabilité sur différents profils du projet en faisant varier les cotes NGF12
et les profondeurs
d’affouillement estimées dans la partie II. Le schéma de droite précise les forces en présence.
Figure : Dispositions constructives données par le constructeur (image de gauche) et schématisation pour les calculs (image de droite)
12
Niveau de nivellement général de la France
33

Sur le schéma précédent, les forces représentées sont les suivantes :
la poussée des terres
𝑃
le poids de l’ouvrage
𝑊
la traction dans un lit de terre armée
𝑇
la pression hydrostatique
𝑃𝑊
la surcharge sur le sol
𝑞𝐸𝑑
Le schéma montre que le mur REDI-ROCK prend appui sur le niveau d’affouillement potentiel, au
droit d’une semelle en béton. Il n’y a donc pas de sabot parafouille en enrochement libre prévu
dans ce cas. En effet, par retour d’expérience il est recommandé de conserver un ensemble rigide
(REDI-ROCK + semelle) plutôt qu’un ensemble mêlant rigidité du mur poids avec la souplesse des
enrochements libres.
La cohésion nulle du sol permet de ne pas passer par la théorie des états correspondants. D’après
l’expression littérale des forces, les facteurs de sécurité peuvent se ramener sous la forme [19] :
(10)
𝐹𝑅
=
𝑃𝑉
*𝑑𝑉
+𝑊*𝑑𝑊
𝑃𝐻
*𝑑𝐻
(11)
𝐹𝐺
=
𝑐𝑏+𝑊𝑡𝑎𝑛φ
𝑃𝑊
+𝑃𝑐𝑜𝑠δ
Avec :
, et les bras de levier relatifs aux forces projetées dans le repère orthogonal
𝑑𝑉
𝑑𝐻
𝑑𝑊
la cohésion (ici celle du béton de fondation, assise du mur poids)
𝑐
la largeur de la fondation
𝑏
l’angle de frottement interne du sol
φ
l’angle de frottement béton-terrain naturel
δ
Le tableur a été construit de façon à ce que l’utilisateur ait accès aux sollicitations et aux facteurs
de sécurité en ne saisissant que les données relatives au terrain et aux dimensions géométriques
du mur. Les résultats affichés par le tableur ont été comparés avec ceux du logiciel TALREN pour
quelques cas simples, afin de vérifier leur cohérence.
34

1.2 Critique de la méthode
Il s’agit ici d'estimer le prédimensionnement et la faisabilité des ouvrages REDI-ROCK au niveau de
la traversée. Ce sont des bureaux d’études extérieurs qui feront les dimensionnements précis et
qui mèneront des études complémentaires. Je manquais par exemple de données sur les terres en
amont, ce qui conduit à considérer les remblais comme homogènes. Des études complémentaires
en G2PRO (forages, relevés piézométriques…) pallieront à ce manque.
Une autre limite du travail réalisé concerne le calcul des facteurs de sécurité. Celui-ci est fait selon
une approche mécanique sans considérer des combinaisons de charge ou des minorations des
facteurs selon des approches à l’ELU (état limite ultime) et à l’ELS (état limite de service).
Enfin, le tableur n’est pas applicable entre les profils P15 à P23 car il ne tient pas compte de
l’ouvrage des assureurs qui agit comme soutènement des terres et des avoisinants. Utiliser le
tableur sur ces zones conduirait à surdimensionner les ouvrages REDI-ROCK.
2. Enrochement
Des enrochements sont prévus en rive gauche de la traversée avec des sabots en pierres libres.
Figure : Installation d’enrochement lors des travaux d’urgence au niveau de boulodrome de Fontan
35

2.1 Diamètre médian
Les enrochements sont dimensionnés à partir du diamètre médian défini selon la formule
𝐷𝑟𝑒𝑓
d’Isbach [17]. Cette formule est applicable pour des enrochements reposant sur un talus et pour
un écoulement faiblement turbulent.
(12)
𝐷𝑟𝑒𝑓
=
(β𝑣)²
2𝑚𝑔α∆
Avec :
la vitesse moyenne
𝑣
un coefficient qui caractérise la courbure du cours d’eau. (1 à 1,25 pour un lit rectiligne)
β
la densité déjaugée :
∆ ∆ =
γ𝑠
−γ𝑤
γ𝑤
le coefficient de Lane, avec la pente du talus
α α = 1 −
𝑠𝑖𝑛²η
𝑠𝑖𝑛²ϕ
η
le coefficient d’Isbach (1,20 pour des enrochements appareillés et 0,86 pour des
𝑚
enrochements en vrac)
Comme pour le prédimensionnement des murs REDI-ROCK, j’ai réalisé un tableur afin de pouvoir
obtenir rapidement un ordre de grandeur de la dimension des enrochements à mettre en place.
Enfin, l'approvisionnement en enrochement se base sur un fuseau, dans lequel 80% des blocs mis
en œuvre doivent s’y retrouver. Ce fuseau est délimité par les bornes .
0, 9𝐷𝑟𝑒𝑓
; 1, 4𝐷𝑟𝑒𝑓
[ ]
2.2 Coupe type
Les enrochements sont soumis au risque d’affouillement, au même titre que les fondations de
murs REDI-ROCK. Pour s’assurer de la pérennité des ouvrages vis-à-vis de l’affouillement, ceux-ci
peuvent s’ancrer sur le niveau d’affouillement potentiel ou peuvent s’équiper en pied d’un “sabot
parafouille” qui repose sur le niveau des PBEC. Le sabot est constitué de blocs libres qui viennent
s’insérer sous l’ouvrage au fur et à mesure que le lit s’incise. Ci-dessous est donné une coupe type
du profil P19, au stade avant-projet de l’étude.
36

Figure : Coupe type du profil P19 en stade avant-projet
La coupe schématique précédente montre deux ouvrages au-devant du bâtiment : un mur
REDI-ROCK (en orange, à la charge du SMIAGE) et une paroi pieux sécants et jet-grouting (en rose,
à la charge des assureurs). Parmi les propositions d’aménagement figurait un unique ouvrage, mais
cela n’était pas viable en termes de jurisprudence et de responsabilité respective du SMIAGE et
des assureurs [14]. La paroi mise en œuvre par les assureurs permet aussi au SMIAGE de terrasser
dans le lit de la Roya, sans menace d'effondrement des avoisinants ou de glissement de terrain.
37

Figure : Extrait d’un des schémas de la note de synthèse, expliquant la solution retenue par le projet au stade AVP
38

3. Choix des techniques de génie végétal
Le génie végétal vise la protection des berges en employant de la végétation et des éléments
d’origine naturelle. Il est préconisé de mettre en œuvre de de telles techniques pour des courants
n’excédant pas les . Pour la traversée de Fontan, il s’agit des profils où les faisceaux sont les
2𝑚/𝑠
plus larges, à savoir entre les profils P26 et P31.
Au niveau du linéaire P26-P31, l’estimation faite en II.2.2 de ce rapport donne comme forces
tractrices et . Nous sommes alors dans le cas de berges inclinées 3H/2V.
τ0
= 408 𝑃𝑎 τβ
= 177 𝑃𝑎
Connaissant ces contraintes critiques, il suffit de les comparer aux contraintes résistantes propres à
chacune des techniques de génie végétal. Dans le cadre du projet, la mise en œuvre de caissons
végétalisés semble pertinente.
Figure : Contraintes tractrices résistantes pour le choix des méthodes de génie végétal
39

Conclusion
Voici plusieurs années que je porte un grand intérêt pour la prévention des risques naturels,
particulièrement ceux relatifs aux inondations. Le stage au SMIAGE m’offre une approche concrète
sur la protection face aux crues torrentielles, avec la reconstruction des berges de Fontan suite à la
tempête Alex.
Ce stage m’a donné l’occasion d’aborder différentes phases d’un avant-projet, depuis les
estimations hydrauliques jusqu’au choix des ouvrages de protection. Ce choix est en partie
conditionné par les éléments suivants, dont j’ai eu la chance de participer à leur définition :
géométrie des sections hydrauliques, positionnement des plus basses eaux connues, affouillement
potentiel, forces tractrices, vitesse d’écoulement pour le débit de référence… Pour réaliser ce
travail de façon autonome, je me suis appuyé sur mes connaissances et sur les bases de données
du SMIAGE. La pluridisciplinarité de la Direction ingénierie et travaux m’a permis de discuter des
résultats obtenus avec des experts travaux, des experts en hydraulique et en géotechnique. Ces
discussions me sont très gratifiantes et ont permis de valider les résultats. Dans un second temps,
les estimations hydrauliques ainsi réalisées m’ont permis de participer au choix des ouvrages de
protection pour la traversée de Fontan. Parmi les ouvrages, sont retenus des enrochements
liaisonnés, un mur poids REDI-ROCK et des caissons végétalisés. Une note de synthèse fait état de
l’ensemble de ce travail, afin d’être un support pour une potentielle procédure d’urgence à
caractère civil.
Cette expérience m'enrichit ainsi de nouvelles compétences techniques mais aussi humaines. Par
exemple, j’ai appris à mieux gérer mon temps, à mieux planifier mon travail et à poser des
hypothèses pour être autonome dans les tâches qui me sont confiées. J’ai aussi apprécié le fait
d’exploiter mon cursus architecte-ingénieur pour l’étude des interactions entre les avoisinants et
les ouvrages de protection hydraulique. Enfin, j’ai aimé travailler dans une structure au service des
collectivités locales, car cela permet de porter une vision globale sur un projet en vue de l’intérêt
collectif. Ce stage renforce ma passion pour la gestion de l’eau et pour la prévention des risques
d’inondation. Je souhaite continuer à apprendre et à découvrir ces thématiques, avec la volonté
d’en faire mon projet professionnel. J’envisage ainsi le Projet de fin d’études (PFE) dans cette
optique.
40

Bibliographie
Données propres à Fontan et à la vallée de la Roya
[1] Quelques éléments de discussion sur les principes d’aménagement, Support de présentation de
la réunion du 15 avril 2021, SMIAGE
[2] Vallée de la Roya - Commune de Fontan, Préservation des habitations du cœur de village,
Support de présentation de la réunion du 13 juin 2022, SMIAGE
[3] Vallée de la Roya - Fontan, Projet de reconstruction des berges de la Roya dans la traversée de
Fontan, Support de présentation de la réunion du 23 Novembre 2021, SMIAGE
[4] Compte-rendu de visite, Sécurisation du bâti existant, Commune de Fontan, Avril 2021, CSTB
[5] Intervention sur les parcelles N424 & N448, Commune de Fontan sur Roya Village, Étude
structure, Janvier 2021, SEFAB
[6] Commune de Fontan (06) Berges de la Roya, Restauration des protections de berge en rive
droite, Étude géotechnique de conception, Phase avant-projet, Octobre 2022, Géolithe
[7] Diagnostic écologique, Bon de commande n°2-21, Juin 2022, SEGED
[8] Études des cours d’eau des Alpes-Maritimes visant la restauration du fonctionnement
hydromorphologique et la prévention des risques d’inondation - Phase 1 - État des lieux du
fonctionnement du bassin versant de la Roya, 16 mars 2021, GeoPeka, Egis
[9] Tempête Alex – Retour d’expérience technique – Données hydrométéorologique, 29 octobre
2021, Préfecture des Alpes Maritimes
[10] Demande d’agrément fourniture – Blocs REDI-ROCK, Septembre 2021, Razel-Bec (entreprise
mandataire)
[11] Note de calculs hydraulique – Blocs REDI-ROCK, Décembre 2021, Première édition, Razel Bec
(entreprise mandataire)
[12] RETEX technique ALEX, Inondations des 2 et 3 octobre 2020, Consensus hydrologique,
Septembre 2021, V1, CEREMA
[13] Plans de projet et de récolement de l’usine EDF de Fontan, 1912 et dates inconnues, EDF
[14] Réduction de la vulnérabilité du bâti – Étude programmatique, Projet MIRAPI, Juillet 2022,
GOURE Fabien (architecte), SEFAB (BET Structure et géotechnique)
41

Données théoriques
[15] Hydraulique et dynamique fluviale, Novembre 2001, ENGREF, DEGOUTTE Gérard. Disponible à
l’adresse Internet suivante :
<https://www.ancientportsantiques.com/wp-content/uploads/Documents/ENGINEERING/Fluvial/
Degoutte2001-HydrauliqueFluviale.pdf>
[16] Auscultation géotechnique, Techniques de l’Ingénieur, C229 V1, Janvier 2016, BRIANCON
Laurent, CAZEAUDUMEC Benoit, PINCENT Bernard
[17] Table ronde enrochement, Support de présentation, Avril 2014, SABATIER David, RTM et ONF.
Disponible à l’adresse Internet suivante :
<https://www.cerema.fr/system/files/documents/2017/11/04_AG_table_ronde_enrochement_Da
vid_Sabatier_RTM_cle595893(1).pdf>
[18] Pathologies des murs de soutènement, Techniques de l’Ingénieur, C7201 V1, Mai 2013,
DELEFOSSE Jean
[19] Méthode de vérification de l’entreprise Fine, accessible à l’adresse Internet suivante :
<https://www.finesoftware.fr/aide-contextuelle/geo5/fr/verification-coefficient-de-securite-01/>
[20] Méthodes d’aide à la décision pour les plans d’action et et de prévention, Analyse comparative
des méthodes dites “multicritères” dans le contexte du risque torrentiel, Mars 2018, Institut
national de recherche en sciences et technologies pour l’environnement (IRSTEA), PITON
Guillaume, PHILIPPE Félix, RICHARD Didier, TACNET Jean-Marc. Disponible à l’adresse Internet
suivante : < https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-02132339/document>
[21] 3-Hydraulique torrentielle, support de présentation de la formation ONF/RTM à
Barcelonnette, Juin 2019, QUEFFÉLÉAN Yann, KUSS Damien
[22] 4-Transport solide par charriage, support de présentation de la formation ONF/RTM à
Barcelonnette, Juin 2019, QUEFFÉLÉAN Yann, KUSS Damien
[23] Hydraulique et dynamique fluviale, Novembre 2001, cours universitaire du DEA hydrologie,
hydrogéologie, géostatistique et géochimie, ENGREF, DEGOUTTE Gérard
[24] 0-Introduction générale à l’hydraulique en contexte torrentiel, support de présentation de la
formation ONF/RTM à Barcelonnette, Juin 2019, QUEFFÉLÉAN Yann, KUSS Damien
[25] Vulnérabilité des ouvrages d’art au risque d’affouillement des fondations, Vibrations
[physics.class-ph], Université Paris Est, 2018, BOUJIA Nissrine. Disponible à l’adresse Internet
suivante : <https://hal.archives-ouvertes.fr/tel-01949884v1>
[26] Analyse de risque des ponts en site affouillable, Février 2019, Guide méthodologique, CEREMA
Disponible à l’adresse Internet suivante :
<https://piles.cerema.fr/IMG/pdf/guide_analyse_risque_des_ponts_en_site_affouillable_cle6e982
e.pdf>
42

[27] Les Risques en génie civil, Mars 2004, Ministère de l’Enseignement supérieur de la recherche
scientifique et de la technologie, République Tunisienne. Disponible à l’adresse Internet suivante :
file:///C:/Users/f.thomasset/Downloads/B37-Aff-Mongi-Risque-2004.pdf>
[28] Confortement de la digue de la Durance dans la traversée de bourge en rive droite et
protection contre l’affouillement, Commune de l’Argentière la Bessée, Rapport d’avant-projet,
Janvier 2001, RTM. Disponible à l’adresse Internet suivante :
<https://www.paca.developpement-durable.gouv.fr/IMG/pdf/f09321p0035_avp.pdf>
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Annexe 1
Résultats de l’expérience de Smart et Jaeggi en 1983
Source : 3-Hydraulique torrentielle, support de présentation de la formation ONF/RTM à Barcelonnette, Juin 2019, QUEFÉLÉAN Yann, KUSS Damien.
Annexe 2
Résultats de l’expérience de Rickenmann et Recking en 2011
Source : 3-Hydraulique torrentielle, support de présentation de la formation ONF/RTM à Barcelonnette, Juin 2019, QUEFÉLÉAN Yann, KUSS Damien.
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